TESIS DOCTORAL

COMPORTAMIENTO GEOTECNICO DE PRESAS DE RESIDUOS BAJO ACCIONES ESTÁTICAS Y DINÁMICAS

AUTOR: MARÍA DOLORES CANCELA REY DIRECTOR: CARLOS OTEO MAZO

PRESENTADA EN LA ESCUELA TÉCNICA SUPERIOR

DE INGENIEROS DE CAMINOS, CANALES Y PUERTOS DE LA UNIVERSIDAD POLITÉCNICA DE MADRID

PARA LA OBTENCIÓN DEL GRADO DE DOCTOR INGENIERO DE CAMINOS, CANALES Y PUERTOS

MADRID, JUNIO DE 1987

UNIVERSIDAD POLITÉCNICA DE MADRID

ESCUELA TÉCNICA SUPERIOR DE INGENIEROS DE

CAMINOS, CANALES Y PUERTOS

AUTORIZO a que la p resen te tes is doctoral sea

expuesta en la Biblioteca de es ta Escuela Técnica

Super ior de Ingenieros de Caminos, Canales y Puer_

tos , donde podrá s e r examinada y consultada de -

acuerdo con las n o r m a s genera les de d icho Centro .

B I B L I O T E C A G E N E R A L

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TESIS DOCTORAL

COMPORTAMIENTO GEOTECNICO DE PRESAS DE RESIDUOS BAJO ACCIONES ESTÁTICAS Y DINÁMICAS

AUTOR: MARÍA DOLORES CANCELA REY DIRECTOR: CARLOS OTEO MAZO

PRESENTADA EN LA ESCUELA TÉCNICA SUPERIOR

DE INGENIEROS DE CAMINOS, CANALES Y PUERTOS DE LA UNIVERSIDAD POLITÉCNICA DE MADRID

PARA LA OBTENCIÓN DEL GRADO DE DOCTOR INGENIERO DE CAMINOS, CANALES Y PUERTOS

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MADRID, JUNIO DE 1987 . ,

TESIS DOCTORAL

COMPORTAMIENTO GEOTECNICO DE PRESAS DE RESIDUOS BAJO ACCIONES ESTÁTICAS Y DINÁMICAS

por: MARÍA DOLORES CANCELA REY DIRECTOR DE TESIS: CARLOS OTEO MAZO

Tribunal Calificador

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Acuerda otorgárÍLe la calificación de, (XMBL

Madrid, de Wfr< r€o)í>^de 1987

A mis padres, José y Ramona

I.

RESUMEN

El aumento de los volúmenes de residuos obtenidos por vía hú­meda a almacenar exige la construcción de presas de residuos cada vez más altas, capaces de garantizar la disposición final de estos produc­tos de forma segura y económica. Para el diseño y construcción de es­tas obras, es necesario aumentar el conocimiento sobre las propiedades de los materiales y el comportamiento de los diques.

En esta Tesis Doctoral se ha realizado un análisis inicial del cual se desprende que el comportamiento de los lodos no es bien cono­cido. Por lo tanto, se ha planteado una metodología de estudio de dos residuos de lavadero, representativos de la amplia gama de los estéri­les españoles. Se pretende así hacer una aportación original sobre las variaciones de los parámetros geotécnicos que gobiernan el comporta­miento de los diques autorrecrecibles.

Dicha metodología incluye: a) El desarrollo de técnicas espe­ciales para la preparación de probetas mediante vertido de suspensio­nes de lodos, b) El ajuste de los equipos convencionales de laborato­rio para la realización de los diferentes ensayos destinados a la eva­luación de las propiedades geotécnicas de los residuos, c) Puesta a punto de un equipo de Corte Simple NGI para su empleo en la medida de la resistencia al corte de los estériles, con modificaciones y adicio­nes originales adecuadas para ensayos estáticos y dinámicos.

Se ha estudiado con especial interés el fenómeno de la conso­lidación sobre los residuos, mediante el empleo de células edométri-cas convencionales y de presión hidráulica. Las determinaciones de la permeabilidad por diferentes métodos han demostrado la validez de la fórmula de Hazen para los residuos areno-limosos de baja plasticidad.

El estudio de la resistencia al esfuerzo cortante se ha reali­zado empleando equipos de corte directo y de corte simple. Se ha ana­lizado con detalle la variación de los parámetros de resistencia al

II.

corte con el. grado de consolidación, mostrando por primera vez el au­mento de la resistencia al corte que el drenaje parcial introduce en estos materiales y la forma de evaluar dicha evolución.

Finalmente, se han aplicado los resultados obtenidos en un ca­so real. En él se ha estudiado el efecto estabilizador del aumento de la resistencia al corte con el grado de consolidación de los lodos, mostrando las ventajas indudables de la aplicación de la metodología aquí desarrollada. Se concluye que el considerar este efecto lleva a un diseño más económico de las presas de residuos, siempre y cuando se controle de forma adecuada la velocidad de recrecimiento.

III.

AGRADECIMIENTOS

En estas líneas quiero agradecer su colaboración a todos los que han hecho posible la realización de esta Tesis.

Quiero dar las gracias, en primer lugar, a la Cátedra de Geo-tecnia y Cimientos de esta Escuela, y de manera especial a los Cate­dráticos D. José Antonio Jiménez Salas y D. Santiago Uriel Romero, quienes generosamente me aceptaron para realizar esta investigación en las instalaciones del Laboratorio y pusieron a mi alcance los me­dios necesarios para lograrla.

También quiero agradecer al Laboratorio de Geotecnia del CEDEX, en la persona de D. Alcibiades Serrano, el haberme cedido todo aque­llo que me fue preciso durante mi estancia en el último año.

De manera especial quiero mencionar la ayuda recibida de D. José Ma Rodríguez Ortiz, D. Antonio Soriano Peña y D. José Luis Berzal Fernández, quienes han contribuido con su participación activa a hacer realidad esta investigación.

No podían faltar en este agradecimiento mis amigos Sybille Geraud, Juan Manuel Rogel Quesada y María Eugena Pons Salvador, por el apoyo que me han prestado en los momentos difíciles, Valentín Be­lla, Mateo Arroyo y Alejandro Cubero por su ayuda en el Laboratorio.

No puedo olvidar a Benigno Delgado por toda la ayuda que me prestó para la realización de los ensayos de Laboratorio, ni a Merce­des Montero y Carmen Villalobos, por la paciente tarea de la mecanogra fía ni a Antonio Cobaleda, por la delincación de las figuras.

Quiero también expresar mi reconocimiento a mis padres, quie­nes me han dado su apoyo en todo momento y a Miguel Ángel por haber­me animado a seguir siempre adelante.

IV.

Es f^ra mí motivo de gran satisfacción y orgullo el haber te­nido la oportunidad de ser dirigida por D. Carlos Oteo Mazo, a quien quiero agradecer de manera especial por su dedicación a esta investi­gación, por el apoyo que siempre me ha dado, por sus orientaciones y consejos, por la ilusión y el empeño que ha puesto en esta Tesis. Pero, sobre todo, quiero expresarle mi más profundo agradecimiento por ser mi maestro, de quien he aprendido lo poco que puedo saber. [Muchas gracias, Carlos!

V.

Í N D I C E

Págs.

MEMORIA

CAPITULO 1 - INTRODUCCIÓN Y JUSTIFICACIÓN

1. PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA 2

2. ESTADO ACTUAL DEL PROBLEMA 4

3. OBJETIVOS DE LA INVESTIGACIÓN 6

4. ALCANCE DE LA INVESTIGACIÓN 8

5. METODOLOGÍA EMPLEADA 9

CAPITULO 2 - ESTADO ACTUAL DEL CONOCIMIENTO

1. INTRODUCCIÓN 11

2. GENERALIDADES SOBRE PRESAS DE RESIDUOS 13

3. PROBLEMAS DE ESTABILIDAD EN LAS PRESAS DE RESIDUOS 21

3.1. Tipos de problemas 21 3.2. Estabilidad estática 21 3.3. Estabilidad interna 33 3.4. Estabilidad dinámica 34

4. PROPIEDADES GEOTECNICAS DE LOS LODOS 41

4.1. Introducción 41 4.2. Toma de muestass 43 4.3. Ensayos in situ '. 44 4.4. Sedimentación de lodos 45 4.5. Granulometría y plasticidad 49 4.6. Densidad seca inicial y peso específico 51 4.7. Permeabilidad 53 4.8. Compresibilidad 62 4.9. Consolidación .' 66 4.10. Resistencia al corte 69

5. RECAPITULACIÓN 79

VI.

Págs.

CAPITULO 3 - CARACTERÍSTICAS GEOTECNICAS DE LOS RESIDUOS ESTUDIADOS

1. MATERIALES ESTUDIADOS 82

2. RESIDUOS PROCEDENTES DEL SITIO 1 83

2.1. Origen de la muestra 83 2.2. Preparación de muestras 83 2.3. Granulometría y plasticidad 84 2.4. Peso específico de las partículas 84 2.5. Influencia de la concentración de la suspensión de

lodos 86 2.6. Densidad mínima y máxima como material granular ... 86 2.7. Ensayos de compactación 88

3. RESIDUOS PROCEDENTES DEL SITIO 2 92

3.1. Origen de la muestra 92 3.2. Preparación 92 3.3. Ensayos granulométricos 92 3.4. Peso específico de las partículas 95 3.5. Plasticidad 95 3.6. Influencia de la concentración de la suspensión de

lodos 95 3.7. Densidad máxima y mínima como material granular ... 101

CAPITULO 4 - ESTUDIO DE LA COMPRESIBILIDAD Y CONSOLIDACIÓN DE LOS RESIDUOS SELECCIONADOS

1. INTRODUCCIÓN 103

2. EQUIPOS EMPLEADOS 105

3. TÉCNICAS DE PREPARACIÓN DE PROBETAS ........ 106

4. RESULTADOS OBTENIDOS 110

4.1. Variación de la densidad seca y la humedad con el -esfuerzo vertical efectivo 110

4.2. índice de compresión 115 4.3. índice de entumecimiento 117

VII.

Págs.

4.4. Módulo edométrico 121 4.5. Coeficiente de consolidación 125 4.6. Permeabilidad 131

5. RECAPITULACIÓN 140

CAPITULO 5 - RESISTENCIA AL CORTE DE RESIDUOS BAJO PROCESOS DE CARGA ESTÁTICA

1. EQUIPOS EMPLEADOS 143

1.1. Tipos de ensayos realizados 143 1.2. Equipo de corte simple 143

1.2.1. Antecedentes 143 1.2.2. Descripción 144 1.2.3. Análisis del estado tensional e interpreta­

ción del ensayo 154

2. METODOLOGÍA 159

2.1. Preparación de probetas . 159 2.1.1. Técnica Número 1: Vertido por sedimentación 159 2.1.2. Técnica Número 2: Vertido en seco a la densi

dad mínima 161 2.1.3. Técnica Número 3: Amasado 161

2.2. Ensayos sin consolidación y sin drenaje (U-U) 162 2.3. Ensayos parcialmente drenados 164 2.4. Ensayos drenados 165

3. ENSAYOS REALIZADOS 168

3.1. Ensayos de corte directo 168 3.2. Ensayos de corte simple 176 3.3. Variación de los parámetros de resistencia al corte

con el grado de consolidación 189 3.4. Variación del módulo de corte con el nivel de defor

mación de la probeta 195 3.5. Variación de los parámetros de resistencia al corte

con la distancia al punto de vertido 195 3.6. Discusión de resultados 200

VIII.

Págs.

CAPITULO 6 - RESISTENCIA AL CORTE BAJO ACCIONES DE CARGA CI CLICA

1. INTRODUCCIÓN 203

2. EQUIPOS EMPLEADOS 206

3. METODOLOGÍA DE ENSAYO 208

4. ENSAYOS REALIZADOS ; 209

5. DISCUSIÓN DE RESULTADOS 211

CAPITULO 7 - APLICACIÓN DE LOS PARÁMETROS OBTENIDOS AL CALCU LO DE LA ESTABILIDAD EN PRESAS DE RESIDUOS

1. INTRODUCCIÓN 222

2. PARÁMETROS DE RESISTENCIA AL CORTE DE LOS MATERIALES ... 224

3. EVOLUCIÓN DE LAS PRESIONES INTERSTICIALES 226

4. CASOS ESTUDIADOS 229

5. ANÁLISIS DE LOS RESULTADOS OBTENIDOS 232

CAPITULO 8 - CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES

1. CONCLUSIONES . 237

2. RECOMENDACIONES 242

BIBLIOGRAFÍA 244

APÉNDICES

APÉNDICE A - BASES GENERALES PARA EL DISEÑO DE PRESAS DE RE­SIDUOS

A.l. SELECCIÓN DEL EMPLAZAMIENTO A.l

A. 2 . VERTIDO DE LODOS A. 6

A. 3. EXPLOTACIÓN DE LA BALSA A. 10

A.4. CONTROL DEL AGUA EN PRESAS DE RESIDUOS A.13

IX.

Págs.

A.5. EVALUACIÓN DE ALTERNATIVAS DE DISPOSICIÓN DE RESIDUOS A.21

A.6. PROCEDIMIENTO GENERAL PARA LA EVALUACIÓN MATRICIAL. CONSTRUCCIÓN DE LA MATRIZ A. 23

A.7. MÉTODO DE KLOHN PARA EL ANÁLISIS DE ESTABILIDAD DE TA­LUDES SOMETIDOS A ACCIONES DINÁMICAS A. 25

APÉNDICE B - EQUIPOS DE LABORATORIO

B . 1. EDOMETRO CONVENCIONAL B . 1

B. 2 . CÉLULA EDOMETRICA HIDRÁULICA B . 5

B. 3. PERMEAMETRO DE CARGA CONSTANTE B . 9

B . 4. EQUIPO DE CORTE DIRECTO B . 9

APÉNDICE C - RESULTADOS DE LOS ENSAYOS DINÁMICOS

C.1. MUESTRAS PROCEDENTES DEL SITIO 1 C.l

C. 2. MUESTRAS PROCEDENTES DEL SITIO 1 C.10

APÉNDICE D - RESULTADOS DE LOS ENSAYOS DE LABORATORIO

D.l. ENSAYOS GRANULOMETRICOS DE LAS MUESTRAS PROCEDENTES DEL SITIO 2 D.l

D.2. ENSAYOS EDOMETRICOS DE LAS MUESTRAS PROCEDENTES DEL SI TÍO 1 D.10

D.3. ENSAYOS EDOMETRICOS DE LAS MUESTRAS PROCEDENTES DEL SI_ TÍO 2 D.21

D.4. ENSAYOS DE CORTE DIRECTO DE LAS MUESTRAS PROCEDENTES -DEL SITIO 1 D.65

D.5. ENSAYOS DE CORTE DIRECTO DE LAS MUESTRAS PROCEDENTES -DEL SITIO 2 D. 89

D.6. ENSAYOS DE CORTE SIMPLE DE LAS MUESTRAS PROCEDENTES DEL SITIO 1 D.98

D.7. ENSAYOS DE CORTE SIMPLE DE LAS MUESTRAS PROCEDENTES DEL SITIO 2 D.107

APÉNDICE E - RESULTADOS DE LOS ANÁLISIS DE ESTABILIDAD E.l

M E M O R I A

CAPITULO 1

INTRODUCCIÓN Y' JUSTIFICACIÓN

2.

1. PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA

La rotura de las presas de El Cobre (Chile, 1965), Buffalo Creek (Estados Unidos, 1972), Mochilcochi (Japón, 1978) y Stava (Ita­lia, 1985), es sólo una muestra de la tragedia que puede generarse al fallar una balsa minera.

A la luz de estas desgracias en diferentes partes del mundo, los investigadores se han interesado en estudiar el comportamiento de las presas de residuos mineros.

El desarrollo de nuevas técnicas de extracción minera y la reducción de los recursos disponibles, han hecho posible la explota­ción de menas de muy baja gradación y la re-explotación de antiguos residuos mineros. Todo ello ha generado un aumento del volumen de resi dúos mineros cuya disposición final debe hacerse empleando métodos seguros y económicos.

Los métodos de disposición final de residuos dependen de va­rios factores:

- La composición química de los residuos, que determina su potencial contaminante para el medio ambiente.

- El estado físico de los residuos.

- El espacio disponible para la disposición de los residuos.

En líneas generales, la disposición final de los residuos, tiene lugar de las siguientes formas:

1. Reutilización de los residuos en otras actividades. Esta reutili­zación puede ser total o parcial y en este último caso, quedará una fracción de residuos que deberá disponerse de otra forma.

3.

2. Construcción de escombreras compactadas o simplemente vertidas. La viabilidad de esta operación está condicionada por la granulome-tría y contenido de agua de los residuos.

3. Construcción de presas mineras autorrecrecibles con sus correspon­dientes balsas de decantación para el vertido de lodos.

4. Vertido de lodos espesados.

Las presas mineras presentan diversas tipologías en función del método de recrecimiento empleado:

1. Hacia atrás o hacia "aguas arriba": Los diques sucesivos se van levantando hacia el interior de la balsa de decantación con un lige_ ro retranqueo respecto del anterior.

2. Hacia adelante o hacia "aguas abajo": Los diques sucesivos se van levantando hacia el exterior de la balsa de decantación, recubrien­do en cada operación el talud aguas abajo del dique anterior.

3. Centrado: Es un método constructivo intermedio entre los dos ante­riores y consiste en recrecer manteniendo fijo el eje del dique.

De estos métodos para la construcción de presas de residuos, el más conocido y el más frecuente es el primero (hacia "aguas arri­ba", también llamado "diques autorrecrecibles"), pero a su vez, es el que ha creado las mayores dificultades, particularmente cuando en la construcción de los diques de recrecimiento se han empleado are­nas provenientes de los residuos, ya fuesen éstas ciclonadas u obteni­das de la playa de vertido.

Los diques autorrecrecibles han sido estudiados por varios autores: CASAGRANDE (19 72); VICK (1983); BRAWNER et al. (1972); DOBRY y ALVAREZ (1967); y muchos otros investigadores,pero aún así plantean una serie de dificultades que todavía no han sido resueltas, de tal forma que esta investigación pretende hacer un aporte al estudio de este tipo de obras.

4.

2. ESTADO ACTUAL DEL PROBLEMA

Las balsas de decantación deben garantizar unas condiciones de estabilidad e impermeabilidad, tales que no se produzca la rotura del cuerpo de la presa, ni se contamine el medio ambiente próximo a la obra.

Las causas por las cuales han fallado la gran mayoría de las presas mineras son:

l9) Deficiencias en el sistema de drenaje de la presa.

25) Falta de control, auscultación y vigilancia de la obra durante la construcción.

35) Terremotos en la zona de la presa.

45) Recrecimientos excesivos.

A consecuencia de las dos primeras, tiene lugar una alta satu­ración del cuerpo de la presa, generando incrementos de presiones in­tersticiales considerables, que dan origen a cualquiera de los siguien tes fenómenos: Deslizamientos de taludes, sifonamientos de dique o/y los cimientos y licuefacción de la masa de lodos detrás del dique en el caso de sobrevenir un movimiento sísmico a causa de explosiones en la zona de extracción.

Una buena parte de las investigaciones realizadas con relación al tema ha estado destinada a la obtención de parámetros geotecnicos que caractericen el comportamiento de los residuos de mina.

Estos residuos son materiales artificiales cuyas propiedades difieren de las de los suelos naturales, debido a varios factores: El, proceso de planta, el transporte en suspensión y la presencia de minerales incorporados. Dadas las diferencias entre los diversos pro-

5.

cesos industriales, no es posible establecer unas propiedades genéri­cas para los residuos, por lo cual se precisa realizar estudios espe­ciales en cada caso. Interesa pues plantear una metodología de estudio que permita atacar el problema.

6.

3. OBJETIVOS DE LA INVESTIGACIÓN

Los objetivos fundamentales de esta investigación son los si­guientes :

1. Diseño de un plan de ensayos genérico para la determinación de las propiedades geotécnicas de residuos mineros, mediante el empleo de los equipos de laboratorio, convencionales o no.

2. Estudio de diferentes técnicas de preparación de probetas de lodos y su influencia sobre los resultados experimentales.

3. Interpretación de los residuos obtenidos a partir de los ensayos, con el objeto de caracterizar el comportamiento tensión-deformación de los residuos.

4. Planteamiento general para el estudio de un dique autorrecrecible, empleando los parámetros geotécnicos obtenidos en los puntos ante­riores.

5. Aplicación a un caso real.

Adicionalmente, se cumplirán otros objetivos inherentes a la investigación en sí misma:

1. Desarrollo de una metodología de trabajo orientada a la investiga­ción de un tema específico.

2. Recopilación bibliográfica sobre el tema de investigación.

3. Interpretación y ordenación de los resultados obtenidos por otros investigadores.

4. Puesta a punto de técnicas especiales para el ensayo de lodos.

7.

5. Puesta a punto de equipos convencionales para ser empleados en el ensayo de lodos.

6. Desarrollo y puesta a punto de equipos de ensayo más modernos.

8.

4. ALCANCE DE LA INVESTIGACIÓN

Esta investigación pretende cubrir el estudio de diques au-torrecrecibles hasta la puesta en funcionamiento de la obra. Para ello, se estudian los estériles a almacenar y se determinan sus propie dades geotécnicas; posteriormente, se establece un sistema constructi­vo, el cual se estudiará a fondo, incluyendo las variaciones de compor tamiento de los estériles al consolidar.

De tal forma, que se pretende obtener una información fiable de la evolución del factor de seguridad en los diques a medida que progrese la construcción, a fin de poder emitir recomendaciones sobre los siguientes puntos:

- Velocidades de recrecimiento.

- Técnicas de vertido de lodos.

- Alturas máximas posibles para los diques.

- Control y auscultación de las obras.

9.

5. METODOLOGÍA EMPLEADA

Para la realización de esta investigación, se han llevado a cabo las siguientes fases:

- Recopilación bibliográfica sobre el tema, con el objeto de estable­cer claramente las líneas de investigación.

- Realización de ensayos de laboratorio.

- Análisis de los resultados de los ensayos de laboratorio.

- Aplicación de los resultados obtenidos a un caso real, mediante el empleo de un programa de ordenador.

Para la realización de los ensayos de laboratorio, se ha con­tado con los siguientes equipos:

- Edómetros convencionales.

- Edómetros Rowe.

- Permeámetros de Carga Constante.

- Aparato de Corte Directo.

- Aparato de Corte Simple N.G.I., modificado especialmente para esta investigación.

CAPITULO 2

ESTADO ACTUAL DEL CONOCIMIENTO

11.

1. INTRODUCCIÓN

La producción de residuos está en constante aumento debido al desarrollo creciente de las actividades humanas, generándose muchos tipos de residuos, según los procesos de origen. En líneas generales, los residuos pueden clasificarse según su naturaleza en:

- Residuos orgánicos

- Residuos inorgánicos

Los múdeos de población generan considerables volúmenes de residuos domésticos de características muy variadas: plásticos, vi­drios, metales, desechos orgánicos, etc. El estudio de estos materia­les cae dentro de un área de interés, con variadas aplicaciones, orien tadas -a veces- hacia la reutilización de una fracción que puede ser reciclada mediante procesos agrícolas o industriales. En otros casos se pretende,simplemente, almacenar los residuos sin originar problemas físicos, geográficos y ambientales.

Diversas industrias alimentarias generan considerables volúme­nes de residuos orgánicos, entre ellas: el aceite de oliva, la cerve­za, los enlatados, los alcoholes, etc. El estudio de este tipo de re­siduos constituye un campo de la Ingeniería Sanitaria, de gran auge en estos momentos.

Las centrales térmicas de carbón dan origen a dos tipos de residuos: escorias y cenizas volantes. Estos materiales constituyen un grupo aparte, debido a su actividad puzolanica, que les confiere propiedades especiales -variables a lo largo del tiempo- a consecuen­cia de la cementación que se desarrolla entre las partículas. Han sido empleados con éxito en la construcción de terraplenes y rellenos hidráulicos.

12.

La industria minera genera dos tipos de residuos: escombros rocosos y térreos y productos de lavadero, constituidos por materiales sólidos: secos o mezclados con agua, con propiedades que varían según el tipo de explotación y el material de origen. Las páginas siguientes se centran en el estudio de estos últimos materiales.

13.

2. GENERALIDADES SOBRE PRESAS DE RESIDUOS

En primer lugar, es necesario definir qué es una balsa de de­cantación, para lo cual puede comenzarse diciendo que es un recinto capaz de contener y almacenar lodos de desecho, ya sean estos proce­dentes de una operación minera o de una industria.

De esto se desprende que las partes de una balsa de decanta­ción han de ser:

- Una estructura de cierre perimetral, que puede ser natural o artifi­cial .

- Un espacio disponible para el vertido de la suspensión de lodos. Este espacio, al explotar la balsa, se divide en dos parte: una que contiene los lodos sedimentados y otra que contiene las aguas claras bajo las que el residuo ya ha decantado.

La Fig. 2.1 presenta un esquema -de una balsa de decantación y sus partes según la ubicación del punto de vertido de los lodos. Es evidente que el vertido en la cola de la balsa, presenta una situación más desfavorable desde el punto de vista de la estabilidad del cierre perimetral, pues existe el empuje de agua contra el dique exterior. Sin embargo, esta solución suele ser bastante frecuente, por ser desea ble que el transporte de los lodos -desde la planta a la balsa- ocurra por gravedad y con el menor recorrido posible. Es por ello que, en mu­chos casos, el punto de vertido se ubica en la cola del depósito.

En otras ocasiones, el factor condicionante para el emplaza­miento de una presa de residuos es la topografía del conjunto, que determina la geometría de gran parte de las instalaciones y por tanto, generalmente, el problema consiste en diseñar una balsa de decantación estable en un entorno dado, manteniendo fijos una serie de aspectos, tales como el sistema de vertido, la ubicación de los puntos de descaí"

1 4 .

AGUA DECANTADA

DESCARGA DE LODOS

MURO EXTERIOR

DIQUE

LODOS SEDIMENTADOS RECRECIMIENTOS SUCESIVOS

DIQUE INICIAL

LAGUA DE RECIRCULACION

a.- Punto de vertido en la coronación del dique

MURO EXTERIOR

TORRE DE EVACUACIÓN

-AGUA DECANTADA DESCARGA DE

LODOS

LODOS SEDIMENTADOS

DIQUE -DIQUE INICIAL

-AGUA DE RECIRCULACION

b.- Punto de vertido en la cola del dique

Fig. 2.1.— Partes de una balsa de decantación según el punto de vertido

15.

ga, las propiedades de los lodos, el volumen a almacenar y la veloci­dad de recrecimiento que viene condicionada por el sistema de explota­ción.

En el caso de presas de residuos, el método constructivo está muy relacionado con el diseño, de tal forma que, en muchos casos, la selección de un diseño particular condiciona el método de construcción y viceversa. Lo que sí está claro es que los métodos tienden a la utilización óptima de los residuos en la construcción del depósito de almacenamiento.

Las balsas de decantación son obras muy variadas, cuya clasi­ficación puede hacerse como sigue:

1. Según los materiales empleados en la construcción del dique exte­rior y los recrecimientos sucesivos:

- Empleo de materiales de préstamo naturales, provenientes de depó­sitos cercanos al emplazamiento de la balsa.

- Empleo de una fracción de los residuos, generalmente las arenas, separadas por ciclonado o por segregación en la playa de vertido.

- Empleo de mezclas de suelos naturales con fracciones de residuos.

2. Según el método de recrecimiento (Fig. 2.2):

- Hacia atrás ("aguas arriba"), levantando diques sucesivos ligera­mente retranqueados respecto al anterior y manteniendo un resguar do variable entre 1 y 2 m sobre el nivel de los lodos.

- Hacia adelante ("aguas abajo"), levantando nuevos diques recu­briendo el talud aguas abajo de los anteriores.

- Centrado ("por el eje"), es una mezcla de los dos anteriores, manteniendo constante el eje central del dique inicial.

16 .

Balsa i— Playa

Dique inicial -

a) CONSTRUCCIÓN HACIA ATRÁS

— Balsa Diques postenores-

Dique inicial

b ) CONSTRUCCIÓN HACIA ADELANTE

Balsa

Drer

Diques posteriores

Dren

c ) CONSTRUCCIÓN CENTRADA

Fig. 2.2.- Métodos de recrecimiento empleados en presas de residuos. (RODRÍGUEZ ORTIZ, J.M. 1986).

17.

3. Por la implantación en el terreno (Fig. 2.3):

- Exentas, con un muro perimetral levantado sobre el terreno o re­llenando una excavación.

- De valle, análogas a las presas convencionales.

- De ladera, con cierre parcial en ladera.

Cuando existe una limitación en la disponibilidad de las are­nas, ya sea permanente o por el ritmo de construcción, se emplean geo­metrías muy variadas mezclando suelos naturales y residuos. Esto suele ser frecuente durante las primeras etapas de explotación. La Fig. 2.4 presenta algunas de estas soluciones.

En algunos casos, las balsas se construyen empleando los méto­dos tradicionales de presas de tierra; es decir, se levanta una presa convencional y luego se va rellenando el vaso de almacenamiento con los lodos. En España, se han construido así presas en Candi (Asturias), Rubiales (Luego), Reocín (Santander), etc. En Venezuela, se emplea esta técnica en los diques para el almacenamiento de lodos rojos de Interalúmina C.A.(Puerto Ordaz). Esta técnica se justifica fundamen­talmente en el caso de los altamente contaminantes. La Tabla 2.1 pre­senta las ventajas e inconvenientes de los métodos antes comentados.

En el Apéndice A, se incluye un estudio más completo y detalla do sobre el diseño de este tipo de obras.

18.

EN COLINA

EXENTAS EXCAVADA

EN VALLE

EN LADERA

Fig. 2.3.- Diversas implantaciones de diques de estériles (RODRÍGUEZ ORTIZ, J.M., 1986).

1 9 .

a ) AGUAS ABAJO CON INCORPORACIÓN DE MATERIALES DE PRÉSTAMO COMO CONSECUENCIA DE LA LIMITACIÓN EN LA DISPONIBILIDAD DE ARENAS

b) CONSTRUCCIÓN DEL DIQUE CON ESTÉRILES GRUESOS-ESCOMBROS DE LA OPERACIÓN MINERA

FIG. 2 . 4 . - Configuraciones que emplean mezclas de sue lo s n a t u r a l e s y r e s i ­duos. (BERZAL, J . L . , 1 9 7 3 ) .

SISTEMA VENTAJAS

Bajo costo

AGUAS ARRIBA

Ritmo elevado de construcción y gran flexibilidad frente a las variaciones de explotación

AGUAS ABAJO

Facilidad de control en compacta ción Posibilidad de diseño y construc ción para grado de compactación deseado Facilidad en la implantación del sistema de drenaje

LINEA CENTRAL (Variante del anterior)

Menos volumen de arenas Menos problemas en el talud aguas abajo en los primeros estados

MÉTODO CONVENCIONAL DE PRESAS DE TIERRA

Mayor experiencia en diseño y construcción Diseño y construcción con paráme­tros previos Escaso riesgo de licuefacción Vertido libre

21.

3. PROBLEMAS DE ESTABILIDAD EN LAS PRESAS DE RESIDUOS

3.1. Tipos de problemas

Los problemas de estabilidad en presas de residuos pueden cla­sificarse en tres grupos generales:

- Problemas de estabilidad estática: Es necesario el establecer un factor de seguridad adecuado frente a un deslizamiento total o par­cial que afecte la presa o su cimentación, cuando actúan las cargas máximas permanentes.

- Problemas de estabilidad interna: Se refieren a los efectos de las acciones interiores que actúan sobre la presa, responsables de fenó­menos tales como fisuración, erosión externa y erosión interna o sifonamiento.

- Problemas de estabilidad dinámica: Se refieren a la respuesta de la presa y su fundación ante acciones dinámicas, que pueden ser gene radas por sismos o explosiones en las zonas de minería.

Todos estos problemas deben analizarse tanto para el final de la construcción de la presa como para las distintas fases construc­tivas, teniendo en cuenta la evolución de las propiedades geotécnicas de presa y lodos, debidos a su consolidación, filtraciones, etc.

3.2. Estabilidad estática

Los principales problemas que pueden presentarse en una presa en función del material de cimentación, aparecen resumidos en la Tabla 2.2.

La selección del emplazamiento y el estudio geotécnico del mismo son temas de gran interés dentro del diseño de una presa de resi dúos. La topografía muchas veces condiciona el método constructivo y, por tanto, todos estos factores deben ser analizados con detalle para evitar problemas en el futuro.

SUBSUELO DE ESTABILIDAD BASAL ASENTAMIENTO

CIMENTACIÓN

SUELOS ORGÁNICOS

Crítica para construcción rá­pida. Posible necesidad de remoción

Críticos

SUELOS GRANULARES

Blandos: Posible licuefacción. Compactos a densos: No hay problema.

Los asentamientos duran construcción son altos rren rápidamente. No ha blemas de asent. difere

SUELOS COHESIVOS

Depende de la resistencia al -corte y de la velocidad de -construcción. Riesgos de licué facción de los limos en el es­tanque .

Los asentamientos duran construcción son pequeñ ro pueden presentarse a mientos a largo plazo.

ROCA No hay problemas No hay problemas

TABLA 2.2.- Problemas de estabilidad en balsas mineras, ligados al subs

23.

El análisis de estabilidad de taludes en presas suele hacerse aplicando diferentes métodos:

* Métodos clásicos

a) Roturas planas en taludes indefinidos

b) Análisis de equilibrio total en una masa deslizante, de desarro­llo circular o logarítmico

c) Métodos de bloques, con superficie de rotura poligonal

* Métodos de rebanadas

a) Método de Bishop

b) Método de Janbu

c) Otros métodos, como el de Morgenstern-Price, Spencer, etc.

* Métodos de análisis numéricos detallados

a) Método de Elementos Finitos

b) Método de las características

Los métodos clásicos de Análisis de Estabilidad de Taludes, suponen condiciones de equilibrio límite y precisan de los siguientes pasos previos al cálculo :

1. Definición de una superficie de rotura a través de la cual el talud teóricamente deslizará .

2. Definición del conjunto de acciones exteriores que condiciona el estado tensional del talud en el momento de la rotura.

3. Definición de los valores de presiones intersticiales en el momen to de la rotura.

Con esta información, se define el factor de seguridad del talud de la presa, F, como el cociente entre el máximo esfuerzo cortan te disponible, Cp, por la masa de suelo para oponerse al deslizamiento (resistencia máxima) y el esfuerzo cortante que es necesario movilizar para equilibrar las acciones actuantes, £"m .

24.

Si F>1,0 el talud es estable, siendo deseables valores de F superiores a 1,3, al menos.

Se analizan varias posibles superficies de rotura y la más crítica de todas ellas, es decir, la que presenta el menor factor de seguridad, es la que determina el factor de seguridad del talud. En este tipo de métodos si al hallar Fm;¡_n, no se establece ninguna hipó­tesis incorrecta, es razonable suponer que el factor de seguridad real, Fr , no será nunca inferior a Fmj_n, lo cual es equivalente a decir que se habrá encontrado una cota límite superior y por tanto, está plena­mente justificado el hecho de hacer la búsqueda del mínimo de F.

Los métodos de cálculo habituales son sensibles a los valores de cohesión (C) y ángulo de fricción interna (0) del suelo a estudiar. Por tanto, la selección de los ensayos a realizar debe hacerse en base a las trayectorias de tensiones que se esperan en el campo. En el caso de presas de residuos, nos encontramos frente a unas condiciones de carga como las que se indican en la Fig. 2.5.

Adicionalmente, el considerar las variaciones de C y 0 a lo largo de la superficie de deslizamiento, afecta al cálculo del factor de seguridad. Por ejemplo, en un terraplén de arena sobre base dura, el aumentar el ángulo de fricción entre 5S y 6- a lo largo de la super ficie de rotura del talud, lleva a un aumento del 15 al 20% en el coe­ficiente de seguridad. Estas diferencias en el caso de una presa de residuos, pueden significar la ruina de la obra, puesto que los facto­res de seguridad adoptados son, generalmente, bastante bajos, según se verá más adelante en detalle.

Los métodos más empleados en el estudio de la estabilidad en presas de residuos suelen ser los de rebanadas, que consisten en asu­mir una línea de rotura y dividir la masa deslizante en rebanadas ver­ticales, planteando para cada una de ellas las condiciones de equili­brio. Dependiendo del detalle de interacción entre rebanadas, que afee ta a las ecuaciones de equilibrio, se obtienen los diferentes métodos de cálculo existentes. La selección de un método u otro, depende de las condiciones reales del talud a estudiar, de la experiencia obteni­da por la aplicación del método a problemas concretos, etc.

2 5 .

ESTADO INICIAL

(0"i)f =((T1). + AO-1

ESTADO FINAL

(0"»)f=(Oi)o*A(T,

Fig. 2.5.- Condiciones de carga

26.

El método de Fallenius-May, el más primitivo, establece el equilibrio de momentos y considera que las fuerzas entre rebanadas son paralelas a la línea de deslizamiento, lo cual lleva a una solu­ción muy sencilla del problema. La validez de esta hipótesis es muy dudosa en el caso de presiones intersticiales altas.

El método de Bishop, muy difundido, establece un equilibrio de momentos y presenta dos variantes: La primera es un análisis simpli_ ficado del problema, en el cual se consideran nulas las fuerzas verti­cales T entre rebanadas y la segunda es un análisis completo que care­ce de solución matemática y que se resuelve mediante tanteos sucesivos ajustando las fuerzas T y el factor de seguridad F.

El método de Janbu se basa en un análisis del equilibrio de fuerzas verticales y horizontales. En el estudio de reptaciones y des­lizamientos bastante planos, parece más importante el equilibrio de fuerzas horizontales que el equilibrio de momentos. Las ecuaciones del método carecen de solución analítica, de tal forma que, para resol ver el problema, se plantea -en una primera aproximación- que estas fuerzas verticales T son nulas y, luego, se dan normas para obtenerlas en una segunda aproximación.

El método de Morgenstern-Price es un procedimiento capaz de satisfacer las tres condiciones de equilibrio: fuerzas verticales, fuerzas horizontales y momentos. Este método supone que la fuerza ver­tical T es una función de la horizontal E del tipo:

T _= V JoO EL

donde f(x) es una función a definir por el calculista en base al tipo de terreno y las características del talud, que tiene como variable independiente la abscisa x horizontal de la definición geométrica. El parámetro A es un factor común de corrección en todas las rebana­das que garantiza la condición de equilibrio.

27.

Estos métodos de rebanadas suelen resolverse con el empleo de un programa de ordenador que simplifica notablemente el proceso de iteración.

Los métodos numéricos plantean soluciones completas al estudio de la estabilidad de los taludes, aunque su generalización no es tanta como la de los métodos clásicos, por requerir un conocimiento mayor del suelo y sus propiedades para la aplicación de los modelos matemá­ticos correspondientes.

Las normas soviéticas sobre presas de residuos no aplican los métodos tradicionales de estabilidad de taludes, sino que estiman el dique, junto con una zona de lodos gruesos consolidados (del orden del 30% de los lodos vertidos), como conjunto resistente y el resto de los lodos se considera como un fluido denso que actúa contra el dique.

Según Melentiev, el ancho del dique a considerar a efectos resistentes, se calcula a partir de la siguiente ecuación:

donde:

X = ancho del dique a considerar

Í(0,1 mm) = contenido en tanto por 1 de tamaños superiores a 0,1 mm en lodos de vertido

L = distancia del borde exterior del dique a la chimenea de drenaje

h = altura de los lodos de la balsa

m = l/o( , siendo o( el gradiente piezométrico admitido (0,07 a 0,125)

m„ = talud (horizontal/vertical) del dique

28.

Esta hipótesis de caras paralelas resulta muy pesimista, por lo que otros autores dan una inclinación variable a la cara interior del dique. En este caso,el ancho del dique en la cresta se calcula entre el 20% y el 40% de la altura de los lodos.

El factor de seguridad en presas de residuos no está normali­zado: Las Tablas 2.3, 2.4 y 2.5 presentan las tendencias actuales en Canadá, Estados Unidos y España. La Tabla 2.6 reúne los límites dentro de los cuales varía habitualmente el coeficiente de seguridad.

La causa fundamental de los accidentes en balsas de decanta­ción ha sido, en muchos casos, la falta de un diseño racional y la existencia de una construcción incontrolada. En varias ocasiones, el fallo se ha producido al recrecer excesivamente balsas antiguas, sin un estudio adecuado de lo que ya existía.

McIVER (1961) establece que, al efectuar los análisis de esta­bilidad, debe considerarse una anisotropía horizontal, debida a la sedimentación diferencial de los residuos a partir del punto de verti­do, y otra por la consolidación vertical progresiva. En muchos casos, se presentan costras endurecidas por efecto de paralizaciones tempora­les de la explotación, que inducen aún cambios mayores en la permea­bilidad.

Un parámetro fundamental al calcular la estabilidad es la velo cidad de deposición de los lodos, pues, de ella, depende el grado de disipación de las presiones intersticiales en el cuerpo del dique. En muchos casos, la velocidad de construcción es limitada por el ries­go de rotura a través de capas blandas en la cimentación (ESCARIO y JUSTO, 1971). Con velocidades de deposición de los lodos inferiores a 2 m/año, puede garantizarse que habrá una disipación de las presio­nes intersticiales en residuos arenosos, lo cual permite contar con un cierto grado de consolidación en el material. En el caso más fre­cuente de velocidades del orden de 6-9 m/año, los lodos no han alcan­zado prácticamente ningún nivel de consolidación y por ello el núcleo

29.

COEFICIENTES DE SEGURIDAD MÍNIMOS PARA EL PROYECTO DE BALSAS

TDG(l) Ash(1976)

Método Caso 1* Caso 2** Caso 3***

Cálculo basado en la resis_ tencia de pico. 1,5 1,3 1,6

Cálculo basado en la resis, tencia residual. 1,3 1,2 -

Cálculo dinámico. 1,2 1,1 1,3

Respecto al deslizamiento horizontal del dique con resistencia nula de los lo dos por efecto de una sacu dida sísmica. 1,3 ' 1,3 1,4

* Riesgo de daños a personas o propiedades ** Riesgo a personas o propiedades escaso o nulo

*** Caso 1 con cimiento inclinado

TDG (1) "Tentative Design.Guide for Mine Waste Embankments" Canadá (1972^

Tabla 2.3.- Coeficientes de seguridad en balsas mineras

30.

CONDICIONES DE CALCULO

1.- Parámetros pico en deslizamien tos circulares.

2.- Parámetros residuales en desli zamientos que pasan por el ci miento.

3.- Para círculos que pasan por la grieta de tracción, llena de -agua.

4.- Combinación de 2 y 3

Factor de Seguridad

Condición I*

1.5

1.35

1.35

1.2

Condición II*

1.25

1.15

1.15

1.1

* Condición I: Cuando existe riesgo para personas o propiedades.

Condición II:Cuando no se esperan riesgos a personas o propiedades.

Ref.: U.S. Bureau of Reclamation

Tabla 2.4.- Factor de seguridad en presas de residuos

31.

COEFICIENTES DE SEGURIDAD EXIGIDOS POR LA

INSTRUCCIÓN ESPAÑOLA DE GRANDES PRESAS

A) Presas de escollera con diafragma de hormigón o asfalto

Distintas fases de construcción.

Embalse lleno

Desembalse rápido

Sin efecto sísmico

1,

1,

1,

,3

,4

,3

Con efecto sísmico

1,2 1,4

1,3

B) Presas de escollera con núcleo de tierra, presas heterogéneas de tierra

y presas de relleno hidráulico.

Sin efecto sísmico

Distintas fases de contrucción 1,2

Embalse lleno 1,4

Desembalse rápido 1,3

Con efecto sísmico

1.

1.

1.

,0

,3

,0

C) Presas homogéneas de tierra

Sin efecto sísmico

Distintas fases de construcción 1,2

Embalse lleno 1,4

Desembalse rápido 1,3

Con efecto sísmico

1,0

1,4

1,1

Tabla 2.5.- Normativa española

32.

COEFICIENTE DE

SEGURIDAD

ESTÁTICO

DINÁMICO

RIESGO MÍNIMO

No hay daños zonas próximas

1,2 - 1,3

1,1

RIESGO PRÓXIMO

Daños en zonas próximas

1,3 - 1,5

1,2

Tabla 2.6.- Variación del coeficiente de seguridad en presas de residuos. Re copilación de ROMANA (1984). Curso Internacional de Presas y Em­balses

33.

de la balsa se encuentra sometido a presiones intersticiales conside­rables. Como ya se ha señalado antes, la colocación lenta de los lodos permite la formación de un depósito drenado cuya resistencia al corte oscila entre media y alta (TRONCOSO, 1983).

3.3. Estabilidad interna

El arrastre de -finos debe evitarse con el objeto de prevenir la tubificación. Para ello, se diseñan filtros y drenes, cuya disposi­ción en el cuerpo de la presa depende en cada caso de los materiales disponibles para la construcción.

En el diseño de filtros, se emplean los siguientes criterios:

a) Criterio de Terzaghi

D.,_ (material de filtro) „ D„,_ (material de filtro) 15 4 15 D (suelo a proteger) D (suelo a proteger)

El primer término de la desigualdad garantiza la estabilidad hidráulica y el segundo permite el flujo de agua hacia el filtro.

b) Criterio de U.S. Army Corps of Engineers (1955) y U.S. Army et al-, (1971)

b-1) Di=.n (material de filtro) 5 0 -£ 2 5 D (suelo a proteger) ' 50

b' 2 ) »_60 D10

(filtro)X 20

Estos criterios,combinados con el de Terzaghi, permiten limi­tar la gradación de los filtros, reduciendo así la amplia banda de granulometrías que resultan de aplicar exclusivamente el criterio de Terzaghi.

34.

c) La Dirección General de Carreteras Española PG 3 recomienda que se apliquen las siguientes limitaciones para determinar la granulo-metría de los filtros siguiendo el orden de prioridades indicado:

1. 5 Dgg (suelo a proteger)S D (material de filtro)

(Garantiza que no ocurre tubificación)

2. 25 D,. (suelo a proteger) \ D... (material de filtro) bu s bu

(Garantiza la estabilidad hidráulica)

3. D1C (material de filtro) \ 5 D._ (suelo a proteger) Ib f ib

(Garantiza la permeabilidad entre los materiales)

La Fig. 2.6 presenta varias disposiciones de drenes y filtros en presas de residuos. En la mayoría de las presas mineras, la frac­ción gruesa de los residuos suele ser un dren natural de la fracción fina y, por tanto, suele aprovecharse este material como dren para la construcción de la obra.

La cara exterior del talud de aguas abajo suele ser suscepti­ble de sufrir erosión por efecto del viento y las lluvias; por tanto, es indispensable protegerla. Las alternativas de protección más emplea das por las empresas americanas de residuos mineros, varían entre una sobrecompactación de la cara exterior del talud y la colocación de capas protectoras de grava o suelo-cemento. En los últimos años se está tendiendo a realizar plantaciones superficiales adecuadas.

3.4. Estabilidad dinámica

Los lodos del estanque son materiales sueltos con granulome-tría uniforme y, por tanto, muy susceptibles de sufrir licuefacción bajo acciones dinámicas. De hecho, las principales catástrofes ocurri­das en presas de residuos han sido causadas por licuefacción durante movimientos sísmicos (Chile, Perú, etc).

35.

RESIDUOS CON AGUA FILTROS ESTÉRILES

RESIDUOS

IMPERMEABLE

DIQUE INICIAL

RESIDUOS CON AGUA

NIVEL FREÁTICO

FILTRO FINO

DREN

RESIDUOS GRUESOS SELECCIONADOS Y COMPACTADOS

RESIDUOS GRUESOS EXTENDIDOS 40

RESIDUOS ~ GRUESOS COMPACTADOS

PRESA INICIAL ARENA Y GRAVA

=^= _fL V*0'

DREN HORIZONTAL FILTRO HORIZONTAL

PRESA DE RESIDUOS (MINA RESERVE)

FIG. 2.6.- Drenes y filtros en presas de residuos mineros. (BERZAL, J.L., 1973)

36.

SEED et al., (1983) han presentado un método de evaluación del potencial de licuefacción basado en el ensayo estándar de penetra­ción (SPT), sin necesidad de hacer cálculos apreciativos de densidad relativa. El método consiste en unos gráficos que relacionan la ten­sión tangencial cíclica relativa (C/(T') con el número de golpes del ensayo de penetración estándar, corregido para una presión de confina­miento de 96 kPa (N-¡_) , función de la magnitud del terremoto.

El valor de N corregido, se calcula aplicando la siguiente expresión:

N = Número de golpes del ensayo SPT

C„ = Factor de corrección (se obtiene de tablas función de la magnitud probable del sismo a considerar).

TATSUOKA et al., (1980) recomiendan aplicar la siguiente co­rrección al hallar N]_, en función de la granulometría del suelo:

(A)

para 0,40 mm D,_ 0,60 mm oO

SEED et al., (1983), para el caso de arenas limosas con D 0,15 mm, recomiendan:

Las relaciones de esfuerzo cíclico que se desarrollan en el campo durante el movimiento sísmico, responden a la expresión:

C^Vpromedio ^ QMS ama*■ ^ O <- {B)

0-v0 3" °" es la máxima aceleración de los r

calculada a partir del estudio de riesgo sísmico;'-'y0tensión total ver-en la cual a , es la máxima aceleración de los residuos en superficie max

37.

tical sobre la capa en estudio; u' tensión efectiva inicial sobre la capa en estudio; r-, factor de reducción de esfuerzos, que varía entre 1,0 y 0,9 según la profundidad.

Con las ecuaciones A y B, y los resultados del ensayo de pe­netración (SPT), se obtienen pares de puntos que se representan en un gráfico como el de la Fig. 2.7, determinándose así la posibilidad de licuefacción. MATYAS et al., (1984) han realizado un estudio de este tipo sobre residuos de uranio, obteniendo los resultados que se muestran en esta misma Fig. 2.7.

FLORÍN e IVANOV (1961) han propuesto un método empírico para evaluar el potencial de licuefacción a partir del ensayo de explosión ("blasting test"),según el cual existe riesgo de licuefacción si el asentamiento promedio producido por una carga explosiva en un radio de 5 m, es superior a 0,1 m. Este método no tiene ningún fundamento teórico.

En los últimos quince años, se han realizado numerosos estu­dios sobre licuefacción de materiales no cohesivos. Estos estudios llevan a concluir que el potencial de licuefacción de un material are­noso depende de:

1. Densidad relativa inicial del residuo (en caso de ser arenoso)

2. Presión efectiva de la masa de suelo

3. Magnitud de la tensión cortante cíclica

4. Duración del fenómeno sísmico.

En arenas con densidad relativa superior al 60% no se observa licuefacción. En la bibliografía se reseñan casos de arenas con densi­dad relativa del 70% que no se licúan aun en el caso de aceleraciones de 0,15 g. Estas densidades relativas pueden alcanzarse con facilidad dando a los residuos una ligera compactación; pero esto no es posible en la disposición de los lodos vertidos por vía húmeda en una balsa.

3 8 .

10 20 30

PENETRACIÓN CORREGIDA N,

■40

Fig. 2.7.- Estudio de la licuefacción en residuos (SEED, et al. 1983)

39.

Estos lodos se depositan con densidades relativas del orden del 20--40% y por tanto con un elevado potencial de licuefacción; de manera tal que, en el diseño de la obra, debe preverse la posibilidad de que la masa de lodos licúe y ejerza una fuerza de magnitud considerable contra la presa de cierre.

La presión efectiva es una función del grado de disipación de las presiones de poros. En el caso de los lodos, por tratarse de materiales de baja permeabilidad, y alto grado de saturación, los depó sitos mantienen elevadas presiones intersticiales durante largos perio dos de tiempo y,por tanto, los esfuerzos efectivos en la masa de suelo son muy bajos.

La magnitud de la tensión cíclica puede evaluarse a través de un estudio de riesgo sísmico y depende de la zona donde se constru­ya la obra. Lo mismo puede decirse para la duración del sismo.

En el caso de que los lodos licúen, es necesario conocer el movimiento que tendrá lugar, con el objeto de poder elaborar mapa de inundación. MORGENSTERN (1967); JOHNSON (1965) y HAMPTON (1969) han estudiado el movimiento de los lodos procedentes de sedimentos mari­nos, empleando modelos visco-friccionales, cuya aplicación a los resi­duos de minas está limitada por la naturaleza no uniforme del movimien to de éstos.

JEYAPALAN et al., (1983) han realizado varios estudios, asimi­lando el comportamiento de los lodos licuados al de un fluido plástico de Bingham, caracterizado por una resistencia al corte, £-, y una visco sidad plástica,/^ . El estudio se presenta en dos regímenes: Laminar y turbulento.

Estas investigaciones concluyen que los residuos de arci­llas fosfáticas, al licuarse, se mueven en régimen turbulento, en tan­to que el resto de los residuos lo hace en régimen laminar. El estudio de los parámetros para el análisis de un flujo de lodos licuados me-

40.

diante un modelo de fluido plástico de Bingham es un campo sobre el que se ha investigado muy poco y, por lo tanto, se precisan estudios posteriores para poder aplicar el modelo a un número mayor de casos.

HUTCHINSON y BHANDARI (1971) estudiaron el movimiento de lodos licuados, concluyendo que la causa fundamental del mismo es la elevada presión intersticial que se desarrolla.

Los análisis de estabilidad se hacen considerando diferentes alturas de la balsa, variando la posición de la línea de saturación y las aceleraciones que puedan tener lugar. Este análisis es complica­do y además, hay que conocer los parámetros de respuesta dinámica del terreno, que pueden evaluarse mediante ensayos de carga cíclica. Estos ensayos presentan severas limitaciones en su aplicación a lodos. En esta Tesis se emplea el ensayo de corte simple cíclico a estos fines, como se verá más adelante.

En 1978, KLOHN et al., propusieron un método de cálculo simpli ficado para el análisis de estabilidad de taludes sometidos a acciones dinámicas que está detallado en el Apéndice A.

41.

4. PROPIEDADES GEOTECNICAS DE LOS LODOS

4.1. Introducción

Los lodos, lamas o residuos, son materiales artificiales, originados mediante procesos muy diferentes incluso dentro de un mismo tipo de explotación. Es más, dado que la vida útil de una explotación suele estar comprendida entre 20 y 50 años, los lodos de la misma plan ta varían sus propiedades con el tiempo debido a que el proceso de extracción suele variar, puesto que se van haciendo ajustes en la pro­ducción a la vez que se van optimizando las técnicas con el objetivo de lograr los* mayores rendimientos, se producen variaciones en las canteras de origen, etc. De ello se desprende la necesidad de reali­zar en cada caso los ensayos y estudios oportunos, a fin de poder lle­var a cabo un diseño racional, seguro y económico.

El comportamiento geotécnico de los lodos es muy diferente del que experimentan suelos naturales de propiedades índices simila­res. La razón de esto es la angulosidad de las partículas que consti­tuyen los lodos (la cual se observa incluso en las fracciones más fi­nas) y la eliminación de partículas débiles por el lavado, transporte, etc. Esto determina, en muchos casos, un elevado valor del ángulo de rozamiento interno.

VICK (1981) clasifica los residuos mineros en cuatro catego­rías, atendiendo a la granulometría y plasticidad de los mismos. La Tabla 2.7 presenta esta clasificación. Como puede verse en la misma, los mayores problemas corresponden a los materiales más finos, pues estos requieren largos periodos de sedimentación y consolidación y, por lo tanto, resulta necesario disponer de grandes extensiones de estanque para la decantación, lo cual presenta problemas de volumen de almacenamiento, que, en algunos casos, pueden ser bastante graves.

CLASE

I Residuos de roca blanda

Carbón

Potasa

II Residuos de roca dura

Plomo-Zinc

Cobre

Oro-Plata

Molibdeno

Níquel

III Residuos finos

Arcillas fosfáticas

Lodos rojos de bauxita

Lodos finos de taconita

Lodos de arenas bituminosas

IV Residuos gruesos

Residuos de arenas bituminosas

Residuos de Uranio

Residuos de Yeso

Residuos gruesos de taconita

Arenas fosfáticas

Tabla 2.7.- Clasificación de los

42.

CARACTERÍSTICAS GENERALES

Contiene fracciones limosas y areno­

sas, predominio de las propiedades de

la fracción fina, debido a la presen

cia de arcillas

Contiene fracciones arenosas y limo_

sas. Los limos son de plasticidad „ba

ja o nula. Las arenas controlan las

propiedades geotécnicas.

La fracción arenosa es pequeña,o se

encuentra ausente. El comportamien_

to del material está controlado por

las fracciones limo-arcillosas.

Contiene básicamente arenas y limos

no plásticos que exhiben comporta

miento arenoso y excelentes propie_

dades geotécnicas.

residuos mineros (VICK, 1981)

43.

4.2. Toma de muestras

La obtención de muestras representativas de lodos para el estu dio de sus propiedades geotécnicas es bastante difícil, por la natura­leza del material y su forma de decantarse. Al igual que en los suelos naturales, pueden tomarse dos tipos de muestras: a) Inalteradas, me­diante el empleo de tubo de pared delgada tipo Shelby, tomamuestras de pistón, etc.; b) Alteradas, mediante excavaciones superficiales o procedentes del tubo testigo de sondeos.

Sin embargo, nos quedan por considerar las muestras de lodos procedentes de la planta de explotación, las cuales se toman en bido­nes de capacidad variable y se dejan decantar, para extraer luego los residuos.

La campaña para la toma de muestras se planea según cada caso particular, pero, como norma general, pueden seguirse estas indicado nes:

- Para el caso de balsas en explotación, se tomarán muestras alteradas en diferentes puntos de la playa de vertido, así como muestras de los lodos de la planta de operación. Si resultase posible, se extra£ rán muestras inalteradas en varios puntos, dependiendo del tipo de estudio a realizar.

- Para el caso de balsas en proyecto, se tomarán muestras de los lodos procedentes de la planta piloto de explotación, en el caso de que ésta exista. En caso de no ser posible, pueden emplearse muestras procedentes de alguna planta de características muy similares; pero es fundamental tener en cuenta la gran dispersión que pueden tener los resultados. Este procedimiento fue empleado con buenos resulta­dos por OTEO et al., (1986), en el estudio de viabilidad del depósi­to de cenizas volantes de la Central de Los Barrios: Como la Central no había entrado en funcionamiento, se ensayaron cenizas provenien­tes de la Central de Puertollano y aunque hubo algunas diferencias

44.

de resultados con los de la obra real, los valores obtenidos de esta primera campaña resultarán válidos.

Es muy importante, conocer la concentración de la suspensión de lodos en el punto de vertido y las eventuales variaciones de la misma durante la explotación de la balsa, pues, como se verá más ade_ lante, este factor afecta de manera notable el comportamiento sedimen­tación-consolidación de los lodos.

4.3. Ensayos in situ

En el caso de recrecimiento de antiguas balsas o cuando una balsa en explotación genera problemas, es necesario evaluar el grado de consolidación alcanzado por los residuos y determinar de una forma bastante precisa las propiedades geotecnicas de los depósitos, para lo cual se emplean los procedimientos convencionales de reconocimien­to de suelos.

Los métodos de prospección más empleados son:

1. Ensayos de penetración dinámica (Borros y similares). Son ensayos que se realizan muy rápidamente, a bajo coste y que arrojan muy buena información, particularmente, cuando se trata de detectar una capa muy blanda con relación a las demás. (JIMÉNEZ SALAS, 1969).

2. Ensayo de penetración estática, de fácil ejecución, pues no necesi­tan reacciones importantes.

3. Ensayos en sondeos mecánicos.

3.1. Ensayo de Penetración Estándar (SPT)

3.2. Ensayo de Molinete

4. Presiómetros, dentro de sondeos o autoperforadores.

45.

Estos últimos resultan más costosos, requieren periodos mayo­res de tiempo y precisan de equipos y maquinarias más complicadas.

La descripción de cada uno de estos ensayos aparece detallada, en casi todos los libros de Geotecnia; en particular, puede citarse el Geotecnia y Cimientos de JIMÉNEZ SALAS et al., (1983).

4.4. Sedimentación de lodos"

La densidad inicial a la cual se depositan los lodos es un parámetro fundamental, que controla prácticamente todo el comportamien to tensión-deformación del material.

En algunos tipos de lodos, particularmente en los finos de plasticidad media a alta, esta densidad inicial depende de la concen­tración de la suspensión inicial de lodos y de las condiciones del proceso de sedimentación.

Se han realizado varios estudios sobre el perfil de densidades en lodos ya sedimentados, pues es claro que la densidad no es homogé­nea, debido a que las partículas más gruesas se depositan rápidamente, mientras que las finas tardan más tiempo en caer. Por ello, general­mente, hay densidades mayores en el fondo de los tanques de sedimenta­ción. BEEN y SILLS (1981) han estudiado el fenómeno para lodos de estuario, empleando tanques de sedimentación de 2 m de altura y 1 m de diámetro.

Las medidas de la densidad las hicieron mediante la técnica de Rayos X desarrollada por Been en años anteriores. La Fig. 2.8 mues­tra un resultado típico, en el cual se observa que la densidad en el fondo es sensiblemente mayor que en la parte superior, con una diferen cia de 9,8 kN/m3 a 13 kN/m3, del orden del 25%.

Ya en 1952, KYNCH sugirió que la velocidad de sedimentación era una función de la concentración de la suspensión inicial. BEEN

46.

1600

1200

800

400

¿0 mu

70 min

3 h

4 h45

_ 6 h 3 0

- 9 h 4 5

24 h

79 h

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10 11 12 13 14 «N, nv*

Fig. 2.8.- Variación del perfil de densidades (BEEN Y SILLS, 1981)

47.

y SILLS, en su trabajo, concluyen que la densidad y el índice de hue­cos iniciales de un lodo sedimentado son valores únicos, que dependen de la concentración de la solución inicial. En líneas generales, la experiencia sobre el tema indica que esta influencia es mayor cuando los residuos presentan altos pesos específicos y cuando las soluciones iniciales son muy diluidas.

En minas de metal, las concentraciones varían entre el 20% y el 50% en peso y la variación de la densidad e índice de huecos ini­ciales es muy pequeña, reduciéndose más a medida que la granulometría del residuo a considerar va siendo más gruesa. Esto permite la repro­ducción de probetas remoldeadas, empleando técnicas de vertido en tan­ques de sedimentación, como se explicará posteriormente en el capítu­lo de ensayos de laboratorio.

SODERBERG y BUSCH (1977) han indicado que la concentración de la solución inicial, también conocida como pulpa, controla el grado de segregación de las partículas al depositarse, el cual es mayor cuan do las soluciones son más diluidas.

Otro punto de interés' a los efectos de dimensionamiento de los estanques para sedimentación es la velocidad de deposición de los residuos, que depende de la concentración de la pulpa, granulometría y plasticidad de los residuos. La Tabla 2.8 presenta valores de velo­cidad de sedimentación para diferentes residuos. Los ensayos de sedi­mentación en el laboratorio, además de la velocidad, permiten la medi­da del índice de huecos inicial, razón por la cual deben hacerse siem­pre que sea posible.

COATES y YU (1977) indican -como regla empírica en el caso de que no se disponga de ensayos para estimar la velocidad de sedimen­tación- que deben utilizarse del orden de 10 a 25 acres de superficie de balsa, con un tiempo de retención de 5 días, por cada 1.000 T de residuos vertidos por día.

48.

TIPO DE PESO ÍNDICE DE VELOCIDAD DE RESIDUO ESPECIFICO PLASTICIDAD SEDIMENTACIÓN

(%) pié/hora REFERENCIA

Cobre 2,7 2,7

10 9

0,31 Mittal Morgenstern 1976 0,14 Mittal Morgenstern 1976

Arcillas fosfáticas 2,8 125 0,17 Keshian et al. 1977

Cobre-Zinc 2,9 4,0

Plomo-Zinc 2,7

Hierro 3,0

0 0

o, o,

2,

o,

,38 ,54

,00

,04

Sin publicar Sin publicar

Esta tesis

Esta tesis

Tabla 2.8.- Tiempo de sedimentación de residuos. Vick (1983)

49.

4.5. Granulometría y plasticidad

En los residuos no se puede hablar de una granulometría única, que refleje el comportamiento del material, pues, si bien se puede determinar con precisión la envolvente granulométrica de los lodos al pie del punto de vertido, es importante considerar el fenómeno de segregación que se desarrolla a lo largo de la zona de vertido.

Las playas de vertido se presentan con una cierta pendiente hacia el estanque donde se depositan los lodos más finos; esta pendien te suele ser del 0,5 al 3% en los primeros 30 m, y luego, se suaviza hasta alcanzar valores del orden de 0,1% en las proximidades del están que. En el caso de lodos "gruesos" las pendientes medias pueden llegar al 4-6%. Se produce un depósito de materiales heterogéneos, con pro­piedades diferentes. En la Fig. 2.9 se muestra la variación del porcen taje de material que pasa por el tamiz 200 a medida que aumenta la distancia al punto de vertido, para diversos casos reales. Se observa que la segregación es mayor a medida que el lodo es más grueso.

MATYAS et al. (1984) han estudiado el fenómeno de segregación en los lodos de uranio de Elliot Lake (Canadá), encontrando que la segregación está controlada por factores diversos, entre los cuales destacan: concentración de pulpa; forma, tamaño y gravedad específica. de las partículas; temperatura y geometría de la balsa.

Es de destacar la dificultad de obtener buenos ensayos granulo métricos en lodos, por la tendencia de estos a flocular, debido a la presencia de sales e iones. GIDIGASU (1980) estudió el fenómeno sobre los lodos rojos, encontrando que el mejor dispersante es el hexameta-fosfato de sodio al 3%, en peso, con periodos de batido de 15 minutos. Otra solución es el lavado de los residuos antes de efectuar los ensa­yos; esto, sin embargo, no es válido para ensayos de permeabilidad y resistencia al corte.

En las referencias se encuentran envolventes granulométricas de diferentes tipos de residuos. La granulometría es afectada por el

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DISTANCIA AL PUNTO DE VERTIDO (m)

Curva Tipo de residuo Densidad de la pulpa

Referencia

1

2

3

4

5

6

Oro

Cobre

Plomo-Zinc

-

-

Cobre

-

2 , 7

3 , 4

2 , 7

2 , 7

3 , 0

-

45

40

30

50

-

Blight y Steffen,1979 Volpe, 1979 Sin publicar Soderberg y Busch,1977 Soderberg y Busch,1977 Sin publicar

0 Estanque de decantación

FIG. 2.9.- Variación del contenido de finos con la distancia al punto de vertido. (VICK, 1983).

51.

proceso de formación del material: los residuos separados por gravedad son más gruesos que los residuos separados por flotación.

Adicionalmente, los procesos de machaqueo y molienda de las rocas madres dan lugar a partículas muy angulosas, lo cual, en muchos casos, deforma los resultados de los ensayos granulométricos por sedi mentación, pues éstos están basados en la ley de Stokes y suponen que las partículas tienen forma esférica.

La plasticidad de los residuos está controlada fundamentalmen te por la granulometría y, en general, son no plásticos todos aquellos materiales con contenidos de finos inferiores al 70-80%. La Fig. 2.10 muestra diferentes materiales en la Carta de Plasticidad de Casagran-de. Se observa en ella que la mayor parte de los residuos son NO PLÁS­TICOS o limos de baja plasticidad, salvo excepciones, como las arci­llas fosfáticas, que presentan plasticidades medias a altas.

Los ensayos para determinar los límites de Atterberg en los residuos suelen ser laboriosos debido a la presencia de partículas angulosas, lo cual obliga el empleo del acanalador hueco para la deter minación del límite líquido.

En la mayor parte de los residuos limo-arenosos la plasticidad no desempeña un papel importante en el comportamiento del material. Esto se debe a la forma angular de las partículas, producto del proce­so de formación del material mediante machaqueo y molienda, que facili ta el drenaje, a pesar del elevado contenido de finos.

4.6. Densidad seca inicial y peso específico

La densidad seca inicial de los lodos depositados en la balsa, varía considerablemente dependiendo de varios factores:

- Concentración de la pulpa - Peso específico del residuo - Granulometría del residuo

Fig. 2.10.- Carta de plasticidad de Casagrande para diferentes tip

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Limite líquido

70 60

53.

Los límites de variación de la densidad aparente van desde 0,75 T/m3 a 1,95 T/m3 . En la Tabla 2.9 se presentan los intervalos de variación para diferentes tipos de residuos.

Es claro que las densidades secas iniciales son bajas, en com­paración con la mayor parte de los suelos naturales, salvo en el caso de residuos metálicos, con partículas muy pesadas. Esto se debe al proceso de sedimentación y consolidación que da lugar a estos materia­les. En general, se despositan con altos índices de huecos, próximos a la condición crítica.

En materiales de alto peso específico, tales como los residuos de hierro, se observan las mayores densidades secas iniciales; mien­tras que en los residuos de carbón, de bajo peso específico, se obser­van las densidades secas mínimas.

El control de la densidad seca inicial es fundamental en la reproducción de probetas para ensayos, pues este parámetro controla el comportamiento tensión-deformación.

El peso específico de los residuos mineros es muy variable y depende de la naturaleza de la roca madre y del contenido de minera­les del residuo en sí. Incluso, es variable a lo largo del proceso de explotación de la mina debido a la variación de los procesos de la planta. Es muy importante determinarlo en cada caso a estudiar y, después,durante la explotacion.se deben efectuar comprobaciones.

4.7. Permeabilidad

El valor del coeficiente de permeabilidad es bastante difícil de medir y, en el caso de los residuos de minas, su determinación se complica debido al proceso de sedimentación, consolidación y segrega­ción que tiene lugar. Sin embargo,' la determinación del rango de varia ción del parámetro tiene gran interés y, para ello, se emplean diferen tes técnicas de ensayos.

54.

Minería Peso específico Densidad seca inicial

Hierro 3,0 - 3,5 1,1 - 1,9

Cobre 2,7-2,9 1,2-1,7

Plomo-Zinc 2,8-3,4 1,4-1,8

Estaño 2,7-2,9 1,5-1,75

Tungsteno-Molibdeno 2,7-2,9 1,4-1,60

Carbón 1,4-2,2 0,75-1,60

Yeso 2,35 - 2,55 0,85 - 1,45

Oro-Plata 2,90 - 3,10 1,20 - 1,50

Uranio 2,70-2,80 1,10-1,55

Aluminio 2,8-3,27 1 , 4 -

Fostatos 2,7 - 2,9

Caolines - 1,3-1,8

Tabla 2.9.- Peso específico y densidad seca inicial para diferentes proce­sos mineros (Recopilación de VICK, 1983)

55.

En el laboratorio, el coeficiente de permeabilidad puede obte­nerse a partir de los siguientes ensayos:

- Permeámetros de carga constante o carga variable, según el rango de permeabilidades a medir.

- Inyección de agua con gradiente controlado en célula edométrica hidráulica, tipo Rowe.

- ídem, en aparato triaxial.

- Medida del asentamiento en las diferentes células edométricas, a través de la teoría de consolidación de Terzaghi o similar.

Los ensayos realizados sobre muestras análogas con estas técni_ cas dan como resultado valores que pueden variar entre un orden de magnitud y el doble, por lo que la selección del valor que mejor se ajusta a la realidad debe hacerse en base a hipótesis relativas a la representatividad de las condiciones de campo y laboratorio.

La Tabla 2.10 presenta los diferentes ensayos de laboratorio, su rango de aplicación y el tiempo de ejecución del ensayo, así como observaciones relativas a las condiciones de los valores medidos.

Pueden hacerse también pruebas de permeabilidad mediante bom­beo o inyección de agua en los terrenos a estudiar, aunque en el caso de residuos, los resultados son difíciles de interpretar debido a la heterogeneidad del depósito.

Sin embargo, existen correlaciones empíricas que se ajustan bastante bien a la realidad y que permiten la obtención de un valor razonable para el coeficiente de permeabilidad; así tenemos la fórmula de Hazen:

ENSAYO

Permeámetro de carga constante

Permeámetro de carga variable

Flujo de agua en célula Rowe

Flujo de agua en el triaxial

Medida de consolida ción en el edómetro

RANGO DE APLICACIÓN

-4 1 a 10 cm/seg

,~-4 ,„-10 . 10 a 10 cm/seg

-2 -7 10 a 10 cm/seg

-3 -10 10 a 10 cm/seg

,~-5 ,^-10 -10 a 10 cm/seg

TIEMPO DE EJECUCIÓN

1 a 2 días

2 a 4 días

12 a 20 días

3 a 5 días

12 a 20 días

Tabla 2.10.- Diferentes ensayos de permea

57.

donde:

coeficiente de permeabilidad en cm/s.

diámetro diez en mm

Esta fórmula, obtenida inicialmente para arenas limpias, ha sido estudiada por otros investigadores: MITTAL y MORGENSTERN (1975) demostraron que se podía aplicar con precisión a residuos arenosos; MABES et al., (1977) probaron la validez de su aplicación en residuos no plásticos y BATES y WAYMENT (1967) encontraron fórmulas similares para arenas ciclonadas.

La principal ventaja de la correlación de Hazen es su senci­llez de aplicación, unida al hecho de que arroja un valor promedio que puede emplearse en muchos cálculos. Algunos autores han señalado que la fórmula de Hazen no puede aplicarse con d 0,001 mm. Pero, en el caso de residuos no plásticos o de baja plasticidad, ello no supone ninguna limitación. Una posible explicación a esto es la ángulo sidad de las partículas, que confiere un comportamiento de carácter "arenoso" aun en los tamaños más finos.

Diversos investigadores han correlacionado la permeabilidad con parámetros como el índice de huecos (e) y el índice de liquidez (IL). Así los trabajos de CARRIER et al., (1983), BEEN y SILLS (1981) y MATYAS et al., (1984), resumidos en las Figs. 2.11 y 2.12, presentan los resultados de estas correlaciones. Se observa que la permeabilidad varía linealmente con el índice de poros (en escala semilogarítmica) y el ajuste entre el índice de liquidez y la permeabilidad, correspon­de a una exponencial.

La Tabla 2.11 presenta la gama de valores dentro de los cuales varía la permeabilidad de los residuos, que va desde 10 cm/s hasta

—8 10 cm/s .

Sin embargo, es de gran interés el considerar la variación entre la permeabilidad vertical, Kv, y la horizontal, K^, puesto que

10

100

10

o 2 i,o UJ O UJ u o z

0,1

0,01

REFERENCIAS

O CARRIER ETAL (1983)

D MATYAS ETAL (1984)

* BEENYSILLS (1981)

10 - 1 2 10 -11 v-10 »-9 -« 10 '" 10 v 10 •

COEFICIENTE DE PERMEABILIDAD, K EN M/SE

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5 9 .

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10 10 K K 10 "NORMALIZED* PERMEABILITY. k(H«) (m/t)

FIG. 2.12.- Correlación entre el índice de liquidez, IL y la permeabilidad. (CARRIER, et al., 1983)

60.

Material

Arenas ciclonadas gruesas con menos de 15% de finos

Arenas depositadas en la playa con menos de 30% de finos

Lodos limosos no plásticos

Lodos de baja plasticidad

Lodos finos de alta plasticidad

K (cm/seg)

-2 -3 10 - 10

-3 -4 10 - 10

-4 -5 10 - 10 -5 -6 10 - 10

ío"7 - io~8

Tabla 2.11.- Valores típicos del coeficiente de permeabilidad.

61.

la anisotropía en el sistema de disposición de los lodos lleva a rela­ciones K /K que oscilan entre 2,5 y 10, dependiendo de los materia­les.

WITT y BRAUMS (1983), estudiaron los factores que afectan la relación de permeabilidades en medios sedimentarios, encontrando que la macroestratificación es capaz de producir relaciones K^/Kv < 2,5 y relaciones K^/Kv > 2,5 son debidas a microestratificación del depó­sito. De tal forma, que la relación mínima a esperar debe ser K^/Kv = = 2,5 , lo cual ya había sido sugerido anteriormente por RODRÍGUEZ ORTIZ (1980).

La permeabilidad de un depósito de estériles está muy ligada a la distancia al punto de vertido, puesto que ésta controla la granu-lometría del material. En general, puede admitirse una disminución exponencial del tipo:

-O.X.

donde k(x) es la permeabilidad a una distancia x del punto de vertido. El ajuste de esta ley puede hacerse si se dispone de varias medidas de permeabilidad entre puntos suficientemente alejados. Los trabajos de VOLPE (1979) no indican notables variaciones de la permeabilidad con la distancia al punto de vertido. KEALY y BUSCH (1971), señalan que produce mayores efectos la falta de control en el vertido, debido a la formación de bolsas de materiales muy heterogéneos.

Otro factor que afecta la permeabilidad vertical es el proceso de consolidación que tiene lugar en el depósito de estériles por la colocación sucesiva de nuevas capas de material. Sin embargo, diversos estudios muestran que, para la mayor parte de los residuos, esta varia ción no supera el orden de magnitud normal ya comentado. La excepción la constituyen las arcillas fosfáticas y las arenas bituminosas, a causa de su alta plasticidad y elevados contenidos de arcillas que causan grandes variaciones del índice de poros a lo largo del proceso de consolidación.

62.

4.8. Compresibilidad

Las suspensiones de lodos, al sedimentar, dan origen a una estructura de suelo saturada, a la que puede aplicarse el principio de presiones efectivas de Terzaghi. Por la acción de.las cargas impues tas al añadir nuevas cantidades de material, se inicia un proceso de consolidación caracterizado por la expulsión de agua y la compresión del esqueleto mineral. El ensayo de laboratorio utilizado para medir este fenómeno es el de compresión en las diferentes células edométri-cas existentes. La selección de la célula depende de la analogía exis­tente entre el ensayo de laboratorio y el estudio real que se pretende llevar a cabo.

En el caso de los residuos, se han empleado células edométri-cas convencionales y células hidráulicas. Las primeras imponen unas condiciones de deformación constante en la parte superior de la probe­ta; mientras que las segundas permiten controlar la aplicación de de­formaciones o tensiones constantes, dependiendo de la flexibilidad de las piedras porosas empleadas.

La intepretación de los resultados de los ensayos puede hacer se mediante la teoría clásica de Terzaghi o bien mediante la teoría de las deformaciones finitas. La selección de una u otra depende de la importancia del peso propio de los lodos sobre la consolidación. En los residuos arenosos y limosos, la teoría de Terzaghi produce bue­nos resultados; sin embargo, en el caso particular de los residuos fosfáticos y yesíferos, es importante considerar el efecto del peso propio y por tanto es necesario aplicar la teoría de las deformaciones finitas.

En líneas generales, los residuos son más compresibles que los suelos naturales de propiedades similares.

La Fig. 2.13 presenta curvas de consolidación de diferentes residuos de mina. En los lodos, se observa la existencia de una cierta

6 3 .

1.9

1.7

1.5

1.3 -

0.9

0.7

0.5 0.01

1 r~TTTT i i i i i i 1 — i — i i i i n ; 1—i—i i i 111

ARENAS

LIMOS

I I I I I I I I I I I I I It

C, = 0.52

Cc = 0.!7

i i i i i i i ' I I 1 M i l i 0.1 1.0 10

PRESIÓN VERTICAL, psf. 100

Fig. 2.13.- Curva edométrica correspondiente a limos y arenas de explotación de uranio. (Informe sin publicar).

64.

presión de preconsolidación a partir de la cual la curva sigue la tra­yectoria de la línea de compresión noval. En las arenas, la situación es diferente y la curva no se ajusta tan bien a los conceptos clásicos de Terzaghi para la consolidación de arcillas.

La historia de esfuerzos en los lodos produce efectos simila­res a los observados en las arcillas naturales por LAMBE y WHITMAN (1969). La sobreconsolidación reduce la pendiente del tramo inicial de la curva edométrica. Esta sobreconsolidación en balsas puede deber­se a las fluctuaciones del agua del estanque, ya sea por sequías, bom­beos intensos o discontinuidad de las operaciones de explotación. Aun así, el caso de interés más frecuente es el de consolidación normal.

La Tabla 2.12 presenta valores característicos del índice de Compresión (C ) para diferentes tipos de residuos. Se observan grandes diferencias entre los valores del índice de Compresión (Cc) para are ñas, comprendidos entre 0,05 y 0,10, y los valores de Cc para finos de baja plasticidad, están comprendidos entre 0,20 y 0,30. Sobre el valor de este parámetro, influyen notablemente dos factores: La gra-nulometría de los residuos y la densidad inicial, a partir de la cual se inicia el proceso de consolidación.

Se observan valores bastante diferentes para el índice de Com­presión, dentro de un mismo tipo de minería, como en el caso del hierro. Esto comprueba lo indicado al principio sobre la gran disper­sión de los parámetros geotécnicos que gobiernan el comportamiento de los residuos mineros y la necesidad de efectuar los ensayos oportu­nos en cada caso.

El índice de poros inicial (eQ ) es un parámetro fundamental en el estudio de la compresibilidad, pero su determinación suele ser bastante imprecisa, ya que es difícil determinar con exactitud el fi­nal de la sedimentación y el inicio de la consolidación. Aun así, se han desarrollado algunas fórmulas empíricas para determinarlo en fun-

TIPO DE RESIDUO ÍNDICE DE POROS INICIAL

e o

1,37 1,3 -1,5

-1,10 (Dr=0)

-1,0 (Dr=0)

0,72-0,84 1,7

0,7 -1,2 0,6 -1,0

20 1,6 -1,8

1,3

--0,72 1,02 -1,26 1,24

ÍNDICE DE COMPRESIBILIDAD

C V

0,19 0,20-0,27

0,28 0,05 0,11 0,09 0,06

0,05-0,13 0,35

0,10-0,25 0,06-0,27

3,0 0,26-0,38

0,07 0,28

0,2 -0,3 0,3 0,09 0,09 0,035 0,235 0,260

RANGO DE E (Ibs/pi

500-2 20-2 -

200-2 2,000-2

-200-2

500-20 3000-10 1000-12

-200-1

1000-20 500-5

5000-20 ------_

Lodos de Hierro Lodos de Cobre Arenas de Cobre

Arenas bituminosas

Arenas de molibdeno Lodos de oro Lodos de Plomo-Zinc Finos de Carbón Lodos fosfáticos Lodos de bauxita (aluminio) Yeso

Totales de Carbón Lodos de Plomo-Zinc Totales de Cobre Lodos de hierro Totales de hierro Totales de hierro Finos de hierro

Tabla 2.12.- índice de Compresibilidad (Cy) para di

66.

ción del peso específico de las partículas ( ff ) y el contenido de humedad correspondiente al límite líquido (w,). CARRIER et al., (1983), propusieron la fórmula siguiente:

e 0 - o.o^-ys OJU

4.9. Consolidación

Un parámetro fundamental para el estudio de las balsas de de­cantación es la velocidad de consolidación, la cual depende de la naturaleza del residuo y del rango de esfuerzos aplicados. El coefi­ciente de consolidación (Cv), se obtiene a partir de la curva de asien tos-logaritmo del tiempo, medida durante el ensayo edométrico para los escalones de carga en los que interesa. Por definición, es la reía ción entre la permeabilidad vertical y la compresibilidad del esquele­to mineral:

Cv = K„ ■ J ^

donde Em es el módulo edométrico del material.

La Tabla 2.13, presenta valores de C v en diferentes tipos de residuos, mientras que la Tabla 2.14 es una guía orientativa sobre el rango de variación de C v con la granulometría de los materiales. En algunos casos, los valores de C v se ven afectados por el tipo de ensayo realizado, lo cual se debe a la alta dependencia del resultado de las condiciones de drenaje de la probeta estudiada.

También es importante considerar la consolidación secundaria de los lodos, debida a procesos químicos que alteren las partículas, fenómenos de fluencia viscosa o hidratación de algunos minerales. Esto tiene gran influencia en el caso de lodos yesíferos y auríferos.

67.

TIPO DE RESIDUO C cm /seg v REFERENCIA

Arenas de Cobre Lodos de Cobre Lodos de Cobre

Arenas de Molibdeno Lodos de oro Lodos de plomo-Zinc Lodos de Carbón Lodos de Bauxita Lodos fosfáticos Lodos de hierro Lodos de hierro Totales de hierro Caolín

-1 -1

3,7 x 10 1,5 x 10

10 3 x 10 1

-2 10 6,3 x 10 2 -2 10 - 10

-3 -2 3 x 10 -10 -3 -2 10 -5 x 10'

-4 -3 -2

2 x 10 3,5 x 10 4,0 x 10 2,0 x 10 -3

Volpe, 1979 Volpe, 1979 Mittal and Morgenstern 1976 Nelson et al. 1977 Blight an Steffen, 1979 Kealy et al. 1974 Wimpey, 1972 Somogyi and Gray, 1977 Bromwell and Raden, 1979 J. Salas, 1964 Guerra, 1973 Guerra, 1973

0,7 a 6 10 -2

Tabla 2.13.- Valores típicos del Coeficiente de Consolidación, (Cv) en diferentes tipos de residuos

68.

Tipo de residuo

Arenas gruesas.ciclonadas etc.

Arenas con finos

Lodos finos poco plásticos

Lodos finos plásticos

Cv (cm2/

10 -

lo-1-

io-2-

io-3-

seg)

lo"1

lo"2

lo"3

lo"4

Tabla 2.14.- Valores promedio del coeficiente de consolidación, Cv en función de la granulometría

69.

Se han realizado estudios sobre la variación del coeficiente de consolidación con el incide de poros. Los resultados obtenidos por diversos autores (MITTAL y MORGENSTERN,(1976) para residuos de cobre; BLIGHT y STEFFEN (1979) para residuos de oro; KESHIAN et al., (1977) para residuos de arcillas fosfáticas y datos no publicados sobre resi­duos de molibdeno y cobre-zinc) , no indican la existencia de ningún tipo de relación, sino todo lo contrario: Comportamientos variables y aleatorios para cada tipo de residuos. Lo único que parece ser cier­to es que cada residuo en particular exhibe una trayectoria similar, pero que no guarda ninguna relación con los demás. De cualquier forma, para el estudio de este tema, se precisa de un mayor número de resul­tados de ensayos de laboratorio, a fin de poder definir envolventes características para algunos tipos de residuos. La Fig. 2.14 presenta las curvas obtenidas por estos investigadores.

Los periodos de tiempo requeridos para la estabilización de los lodos sedimentados en las balsas de decantación son muy variables y dependen básicamente de dos factores: granulometría y condiciones de drenaje. En algunos lodos muy finos en balsas sobre cimientos imper meables, la estabilización de los asientos es muy lenta, pudiendo al­canzar periodos de 40 años o más. Por estas razones, es muy importante el diseño del sistema de drenaje de la balsa; por una parte, para acele­rar el proceso de consolidación y por otra para garantizar el control de las filtraciones.

4.10. Resistencia al corte

Al hablar de resistencia al corte de un suelo, es necesario especificar las condiciones de carga y drenaje a que está sometido, a fin de seleccionar las leyes que mejor se ajustan al caso en estu­dio. Si nos referimos al drenaje, tenemos los siguientes casos:

1. Drenaje total: Las cargas se aplican lentamente y no se generan excesos de presiones intersticiales y, por lo tanto, la resistencia al corte obedece a una expresión del tipo:

2.14.- Variación del coeficiente de consolidación, (Cv) con el índi ce de poros (e). (MITTAL MORGENSTERN, 1976; BLIGHT y STEFFEN, 1979; KESHIAN, et al., 1977).

71.

donde: C es la cohesión efectiva del material

0' es la fricción efectiva del material

0' es la tensión vertical efectiva en la superficie de rotura

(_. es la tensión tangencial en la superficie de rotura

2. No drenaje: Las cargas se aplican con una velocidad tal que se gene ran presiones intersticiales ( u ) ; la ley es del tipo:

TZ ■=. Ctc -+ C f U ^ P u . ( s i n drenaje) .1 c = C -*- (cr-aj t^ 1

(drenaje parcial]

donde Cu y 0U son los parámetros en condiciones no drenadas. El intervalo de variación de los parámetros de resistencia al corte va desde un mínimo C = Cu, 0 = 0U, correspondientes al caso no drenado, hasta el máximo C = C , 0 = 0 ' , correspondientes al ca­so drenado. Las leyes de variación dependen de la granulometría del residuo, de las condiciones de drenaje, del tipo de proceso de carga; pero, en general, se tiende a un aumento del ángulo de fricción interna (0) y una reducción de la cohesión (C), a medida que aumenta la disipación de las presiones intersticiales.

Si las cargas se aplican sin permitir totalmente el drenaje y, por tanto, se generan presiones intersticiales que no pueden disi­parse, se impide el desarrollo de la máxima fricción entre partículas y, por lo tanto, el esfuerzo cortante desarrollado se debe a una "cohe sión aparente", producto de la resistencia del agua a fluir por los espacios vacíos (poros) del material, y a un cierto rozamiento, fun­ción de la presión efectiva que realmente se tenga en ese momento.

En cuanto a las condiciones de carga, puede ser estática o dinámica. Los parámetros de resistencia al corte (C y 0) presentan

72.

apreciables variaciones en ambos casos, debido al hecho de que entran en juego factores completamente diferentes, tales como la frecuencia de aplicación de las cargas (w = 0, caso estático), la amplitud, el tiempo de duración, etc. En los procesos de carga dinámica es muy inte_ resante considerar el fenómeno de licuefacción, el cual puede producir se en una masa de lodos saturados, debido a que la acción de la vibra­ción exterior incrementa su presión intersticial hasta el punto de igualarla a la presión total, de tal forma que el suelo se transforma en un fluido viscoso, sin resistencia al corte, capaz de fluir libre­mente, causando daños que pueden dar lugar a las catástrofes señaladas en capítulos anteriores. En los capítulos siguientes, se estudiarán estos temas con más detalle.

En líneas generales los lodos presentan elevados ángulos de fricción, debido a la angulosidad de las partículas y la cohesión efectiva suele ser nula, salvo en el caso de lodos muy plásticos. La Tabla 2.15 presenta valores típicos del ángulo de fricción, obteni­dos de la bibliografía existente. La Fig. 2.15 presenta una envolvente drenada de residuos de oro-plata, en la cual se observa que el ángulo de rozamiento interno (0) depende del nivel de esfuerzos verticales al cual se encuentre sometido el material tal como aparece reseñado en dicha tabla. Esta reducción del ángulo de fricción con el incre­mento de la tensión vertical, se debe a la rotura de partículas que en estos materiales es mayor que en los suelos naturales debido a las características propias de los contactos intergranulares. La Fig. 2.16, presenta la variación del ángulo de rozamiento interno con el índice de poros. Se observa que a medida que el material esté más suel_ to, se reduce el ángulo de rozamiento: Este descenso del rozamiento es más notorio para índice de poros crítico, que en la figura aparece comprendido entre 0,75 y 0,80. La Tabla 2.16 muestra valores represen­tativos de la cohesión y el rozamiento en condiciones no drenadas, en las cuales se refleja este comportamiento señalado por RODRÍGUEZ ORTIZ (1980).

73.

Tipo de residuo

0 Rango de (°) esfuerzos (lbs/pie£_;

Referencia

Cobre

Arenas 34 0-17,00C

- 39

36 - 45

Lodos 33 - 37

20 - 40

35

33 - 37

Molibdeno 32 - 38 (arenas)

0-14,000

Hierro

Arenas

Lodos

Plomo-Zinc

Arenas

Lodos

Oro(lodos)

Carbón (lod<

33

35 - 44

34,5-36,5

29,7

38

32

33;', 5 -

23,0 -

27,0 -

33,5 -

39,0 -

30 -

28 -

DSJ24 -32 -37 -22 -22 -

35

33

32

35

40

36

40,5

32 40 39 "-C

35

0-20

0- 5 0-25

-

-

-

-

—

-

-

-

-

-

-

,00

-

-

-

. 00

Mitirai y Morgenstern, IS7c

Klohn y Maar-r.an, 1973

Wahler y Schlick, 1976

Volpe, 1975

Dobry y Alvarez, 196"7

Murthy et al, 1976

Wahler y Schlick, 1976

Nelson et al, 1977

J. Salas, 1964

Markland y Eurenius, 1976

Guerra, 1979

J. Salas, 1964

Robinson, 1977

Guerra, 1973

Guerra, 1979

Markland y Eurenius, 1976

Klohn, 1979

Mckee et ai, 1979

León, 1976.

Mckee et ai, 1979

Blight y S-effen, 1979

Holubec, 1976 Holubec, 1976 vvahler y Schlick, 1975

Tabla 2.15.- Valores típicos del ángulo de rozamiento efectivo (0')

7 4 .

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lbs/

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J , U U U

2,000

1,000

I I Envolveiite procedente de un ensayo de c o r t e d i r e c t o dre nado en r e s i d u o s de o r o - p l a t a D r =0. ~

3 1 ° ^ ^ ^

S 1 1

29°

0 1,000 2.000 3,000

Esfuerzo normal efectivo, (lbs/pie2)

Fig. 2.15.- Envolvente drenada típica. (VICK, 1983)

7 5 .

O. Arenas de Hienda ( 0 J U = Ü,I6 mm.) (M i l la l y Morgcnslern, 1975). •ó- Lodos de Climax, Col. ( » , „ = 0.I3 mm) ) O Lodos de Climax, Col. (DS(, = 0,4 „....) ] ( N d > u " " a l - 1 J 7 7 )

0 Arenas ciclonadas (O s ü = ü,25 mm ) (Maik lami y liuremus, 1976). • £ Limos de Reoein (91 % < / 2lX>) (llcr/.al y Oteo, 1978). X Limos algo arenosos (90 a X6','-:•£ # 2(X)) (Ash, 1976). © Lodos gruesos de dicme (J. Salas, 1969). y A i cuas ciclonadas de l'enonla (Viñuela y k. O u t / , 1976). -I* Arenas ciclonadas (Pctlibone y Kealy. 1971). ■ Arenas finas cuarzosas (D ; „ - ( ) ,U8 mm.) (Donaldson, 1960).

Linios cuarzosos de Knob t.ake |/>SO = U,025 mm.) | + Arenas fmas de Carol Lake (Z)5Ü = 0,I2 mm.) (Guerra, 1973).

_l 0.8 0.9

índice de poros.e

Fig . 2 . 1 6 . - Var iac ión de l ángulo de rozamiento i n t e r n o con e l í n d i c e de po ros . (Reproducido de RODRÍGUEZ ORTIZ, 1980) .

76.

Tipo de residuo

Lodos de carbón

Arenas de molibdeno

Lodos de cobre

Arenas de cobre

Limos de cobre

Limos de Plomo-Zinc

Limos de oro

Limos de bauxita

Índice de po ros inicial

0.5-0.8

0.8

-

0.7

0.6

0.9-1.3

1.1

0.8-1.0

_

_

Ángulo de fricción total

(grados)

16-24

14

13-18

19-20

14

14-24

14

21

28

22

Cohesión total (lbs/pié2;

600-1.500

800

0-2.000

700-900

1.300

0-400

0

0

0

100

Referencia

Wahler, 1973

Sin publicar "

Volpe, 1979

Wahler, 1974

Wahler, 1974

Wahler, 1974

Sin publicar

Sin publicar

Blight y Steffer 1979

Somogyi y Gray, 1977

Tabla 2.16.- Valores de parámetros de resistencia al corte en condiciones no drenadas (esfuerzos totales).

77.

Los equipos de ensayo más frecuentes para el estudio de la resistencia al corte de los residuos son: Triaxial, Corte Directo, Molinete y Compresión Simple. El problema con todos ellos es la repro ducción de muestras remoldeadas, pues la resistencia al corte depende de la densidad de la probeta y, por tanto, es preciso garantizar un rango de densidades bajas muy estrecho. Al tratarse de densidades muy bajas, las probetas son blandas y esto dificulta la ejecución de los ensayos.

Las técnicas de preparación más empleadas son las siguientes:

1.- Vertido de material saturado a través de una columna de agua: Se satura el residuo y se vierte a través de una columna llena de agua. El problema de esta técnica es la segregación del material, con lo cual la densidad de las probetas no es homogénea y es bastante difícil la reproducción de las densidades.

2.- Vibración en seco: Se coloca el material seco en 4 capas, vibrando cada una de ellas a la densidad deseada. Esta técnica repro­duce bien las densidades, pero es muy laboriosa y requiere de equipos vibradores sofisticados.

3.- Vibración húmeda: Al igual que en el caso anterior, pero se humedecen los residuos entre el 8 y el 10%.

4.- Vertido en seco: Se vierte el material en seco, con una cucharilla. En residuos arenosos, se reproducen bastante bien las den­sidades, pero en residuos muy finos hay notables variaciones y con frecuencia se forman oquedades. Es particularmente útil en el aparato de corte directo, no así en el triaxial y corte simple. Su principal problema es el enrasado final de la probeta.

5.- Vertido en suspensión: Se prepara una suspensión de lodos a una concentración predeterminada y se vierte con la ayuda de cilin-

78.

dros, se deja sedimentar, se retira el exceso de agua, se enrasa y se ensaya. Es útil en el aparato de corte directo, pero en el triaxial y en el corte simple es muy engorrosa. Esta técnica reproduce muy bien las densidades, siempre y cuando la homogeneización de la suspensión sea la adecuada, aunque en el caso de residuos muy arenosos, tiene lugar la segregación de las partículas. La ventaja fundamental es que es la que más se asemeja a las condiciones reales de la balsa.

6.- Preparación por compactación: se compactan probetas con compactadores dinámicos, tipo Harvard y otros, siguiendo los procedi­mientos convencionales. Es útil y de gran aplicación en el estudio de las arenas ciclonadas.

7.- Empleo de muestras inalteradas obtenidas con muestreador Shelby: Sólo es posible cuando el estudio se hace sobre una balsa exis_ tente y, además, la extracción de la muestra es complicada y en muchos casos no es posible realizar los ensayos de corte, pues las muestras demasiado blandas se alteran durante el tallado y los únicos valores realmente representativos que pueden obtenerse son la densidad y la humedad naturales.

79.

5. RECAPITULACIÓN

De los planteamientos de los puntos anteriores se desprende que en los últimos 20 años los residuos constituyen un tema de investí gación sobre el cual se está trabajando con gran interés.

El conocimiento del comportamiento geotécnico de los residuos nos llevará a soluciones de disposición final más seguras y económi­cas. Para lograr este conocimiento, es necesario el planteamiento pre­vio de una metodología de estudio. En esta Tesis se plantea un progra­ma de trabajo destinado al estudio de dos muestras de residuos proce­dentes de minas españolas. Se hace un intento por generalizar esta metodología desde el punto de vista de los ensayos a realizar y de la ejecución de los mismos, aplicando técnicas especiales que permitan la mejor evaluación de las propiedades que interesan.

Un aporte al estudio de los residuos es el obtener y analizar resultados de ensayos destinado a la evaluación de las propiedades tensión-deformación, a los fines de incrementar el estado del conoci­miento sobre el comportamiento de estos materiales, que, tal como se ha indicado anteriormente, difiere del que se observa en los suelos naturales por varias razones, fundamentalmente, el origen artificial de los mismos, que les confiere partículas muy angulosas y resisten­tes.

El estudio de los residuos en el laboratorio lleva al plantea­miento de metodologías especiales de ensayo; algunos autores, entre ellos GUERRA (1983) han estudiado muestras secas a baja densidad rela­tiva y otros autores, especialmente BEEN y SILLS (1981), han estudiado los lodos de estuario mediante técnicas de vertido de suspensiones de concentraciones variables. El estudio de residuos granulares proce­dentes de operaciones de machaqueo mediante vertidos de suspensiones, no aparece reseñado en la bibliografía, aunque Rodríguez Ortiz y Oteo lo han planteado como tema de interés desde hace unos 10 años. Es por ello, que en esta Tesis se plantea esta metodología de ensayo, que

80.

constituye una novedad en ese sentido y se compara con las demás a fin de establecer conclusiones.

Las muestras ensayadas barren la gama de granulometrías encon­tradas en los residuos de lavaderos españoles y constituyen por tanto dos muestras representativas de las condiciones límite superior e infe rior del problema en estudio.

Se intenta, mediante un ejemplo de aplicación, analizar la influencia del estudio realizado sobre la estabilidad de las balsas de decantación.

CAPITULO 5

CARACTERÍSTICAS GEOTECNICAS DE LOS RESIDUOS ESTUDIADOS '

82.

1. MATERIALES ESTUDIADOS

Se han estudiado dos tipos de residuos de lavadero procedentes de explotaciones españolas denominados:

- Residuos procedentes del Sitio 1

- Residuos procedentes del Sitio 2

El material del Sitio 1 pertenecía a una planta de explotación experimental (aunque ya se había construido una balsa con material similar), mientras que el material del Sitio 2 pertenecía a una explo­tación en activo.

Ambas muestras vienen a representar los dos casos extremos de residuos que se producen en España: Los del Sitio 1 corresponden a granulometrías "gruesas", correspondiente realmente a arenas finas limosas ( 50% de material por debajo del tamiz n5 200 ASTM) , mientras que las muestras del Sitio 2 tienen granulometrías más variables y "finas", tipo limos arcillosos y arcillas. Se han cubierto, así, los límites del espectro de granulometrías de los residuos existentes en las balsas de residuos españoles.

83.

2. RESIDUOS PROCEDENTES DEL SITIO 1

2.1. Origen de la muestra

La muestra ensayada es producto del tratamiento previo de una masa granítica de la provincia de Orense. Se realizaron diversos tipos de ensayos de laboratorio destinados a la caracterización geotecnica del material:

- Granulometría por sedimentación.

- Peso específico de las partículas.

- Plasticidad.

- Influencia de la concentración de la suspensión de lodos en la densi dad aparente inicial.

- Densidad máxima y mínima.

- Compactación Proctor Normal.

2.2. Preparación de muestras

La muestra de lodos (L), de color amarillento, se recibió en estado suelto con una humedad del orden del 10% y fue secada al aire.

A continuación, y tras homogeneizarla convenientemente, se cuarteó para preparar diversas fracciones, a fin de disponer de la muestra en cantidades adecuadas para cada uno de los ensayos a reali­zar.

En algunos casos, de las fracciones cuarteadas se procedió a separar los materiales "finos" (F) de los "gruesos" (G), utilizando como criterio de separación el tamiz n^ 200 de la serie A.S.T.M. (0,074 mm de apertura de mallas), con el objeto de estudiar las pro­piedades de las arenas (G) y los limos (F).

84.

En cada ensayo realizado se ha señalado la fracción de muestra ensayada atendiendo a las referencias que a continuación se indican:

- Muestra completa (L).

- Material retenido por el tamiz n9 200 (G).

- Material que pasa por el tamiz n9 200 (F).

2.3. Granulometría y plasticidad

Se han efectuado determinaciones de la granulometría de la muestra completa, utilizando la técnica de tamizado para la fracción superior al tamiz n9 200 y la de sedimentación y control de densidad aparente con densímetro en el resto de la muestra.

Los resultados pueden verse en la Fig. 3.1. En ella se observa muy poca variación entre una determinación y la otra. Cabe calificar la muestra total de lodos como una arena fina limosa. El contenido de finos es del 50%, no reteniendo nada en el tamiz 30, y su coeficien te de uniformidad es de 10, por lo que puede considerarse un material bien graduado.

Después de varios intentos, con diferentes acanaladores, la muestra ha resultado no plástica.

2.4. Peso específico de las partículas

Se han realizado dos determinaciones del peso específico de las partículas sólidas que constituyen los lodos, empleando el proce­dimiento del picnometro. Los resultados obtenidos han sido los siguien tes:

- Determinación n9 1: 2,671

- Determinación n9 2: 2,638

85 .

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Fig. 3.1.- Envolvente granulométrica de la muestra total (L) del Sitio 1

86.

2.5. Influencia de la concentración de la suspensión de lodos

Para realizar este estudio se prepararon pulpas con varias concentraciones de residuos totales, las cuales se vertían en probetas de vidrio de 1 1 de capacidad y 40 cm de altura. Una vez agitada con­venientemente la suspensión así conseguida, se dejaba sedimentar la mezcla hasta que el agua sobrenadante se observaba clara.

A partir de la graduación de la probeta y del control inicial de los residuos secos, se podía determinar la densidad aparente del lodo sedimentado, así como su índice de poros, ya que se conocía pre­viamente el peso específico de las partículas.

Normalmente el tiempo que era necesario esperar para que el proceso de sedimentación finalizase y se llegase a obtener agua clara, era del orden de 10 minutos.

En la Tabla 3.1 se indican los resultados obtenidos para las diferentes concentraciones estudiadas. Se observa que a partir de con­centraciones del orden del 20% en peso, la variación de la densidad seca de la pulpa sedimentada es muy pequeña; para un incremento del 20% al 40% de la concentración de la pulpa (del 100%) la densidad seca

3 varía de 0,98 a 1,01 g/cm (aproximadamente un incremento del 3%). Para concentraciones inferiores al 10%, las densidades secas obtenidas son más inestables, es decir, que no se observa un valor único; la explicación a este fenómeno está en la concepción del ensayo, ya que para soluciones muy diluidas es necesario emplear volúmenes mayores, para que la geometría de la probeta de sedimentación no afecte los resultados.

2.6. Densidad mínima y máxima como material granular

Con los residuos secos y dada su granulometría tipo arena fina limosa, se procedió a determinar su densidad mínima por el método del embudo, según norma del antiguo Laboratorio del Transporte y Mecánica

87.

Concentración (%) Peso Volumen índice Humedad Densidad (Peso sólido/Peso total) Sólidos aparente de Huecos (%) seca

(gr) (cm3) e (gr/cm )

10

20

30

40

Tabla 3.1.- Resultados obtenidos del análisis de la influencia de la concen­tración de la suspensión de lodos en la densidad seca inicial. Muestra L Sitio 1.

100

200

300

400

37,7

75,5

113,2

150,9

2,02

1,72

1,69

1,63

76,2

64,9

63,8

61,5

0,88

0,98

0,98

1,01

Nota:

Cada uno de los valores de la Tabla es el medio de al menos dos determina­ciones.

88.

del Suelo, NLT-209/72, y su densidad máxima por compactación, en molde Proctor, con maza Marshall,en tres tongadas y aplicando cincuenta gol­pes por capa, según borrador de norma del Iranor.

Los resultados obtenidos han sido:

- Densidad mínima: a) 1- determinación: b) 2- determinación:

- Densidad máxima: a) Ia determinación: b) 2 a determinación:

2.7. Ensayos de compactación

La presencia de una fracción limosa facilita la interrelación del suelo y el agua, lo cual permite la ejecución de ensayos de compac tación convencionales.

A partir de la muestra total de residuos, previo secado y ama­sado con diferentes humedades, se ha efectuado un ensayo de compacta­ción del tipo Proctor Normal, según norma NLT-107/76.

La Fig. 3.2 muestra el resultado del ensayo Proctor. Se obser­va que la curva es bastante plana, lo cual ha llevado a realizar siete puntos con el objeto de definir con mayor claridad el resultado. La

3 densidad seca máxima es de 1,58 g/cm (ligeramente superior a la densi dad máxima obtenida en seco) con una humedad óptima del 16%.

Estos valores (el óptimo P.N. y la densidad máxima) represen­tan las cotas superiores de la densidad seca que pueden alcanzar los lodos sedimentados en la balsa. La densidad mínima, al haberse deternú nado en seco, constituye un orden de magnitud de la cota inferior que puede darse en la balsa. El valor de la densidad seca en la balsa, como ya se ha indicado antes, depende de la concentración de la pulpa, de la granulometría de los lodos y de otros factores. Los resultados obtenidos, nos llevan a establecer que la densidad seca de los lodos depositados está acotada entre los siguientes valores:

0,947 0,950

1,565 1,559

g/cm g/cm'

g/cm' g/cm'

8 9 .

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Humedod %

Fig. 3.2.- Ensayo Proctor de la Muestra Total (L) del Sitio 1

90.

Cota superior : y, = 1,58 g/cm , con una humedad del orden del 16% 3 Cota inferior : y, = 0,98 g/cm , con una humedad del orden del 65%

Esto es válido para concentraciones de pulpa comprendidos en­tre el 20 y el 30%, que suelen ser los valores normales en las explota ciones de este tipo.

Debe tenerse en cuenta que la cota superior se ha obtenido en unas condiciones muy diferentes de las de deposición, sedimentación y consolidación que experimentarán los lodos, por lo que no cabe espe­rar que la densidad de éstos se aproxime a dicha cota superior. Tam­bién debe pensarse que la cota inferior está obtenida sin que práctica mente actúe presión efectiva sobre los lodos, por lo que puede ser representativa de las capas superiores de la balsa, pero no de su con­junto.

La Tabla 3.2, presenta un resumen de todas las propiedades determinadas sobre las muestras procedentes del Sitio 1.

MATERIAL QUE PASA EL TAMIZ (%) p E S 0

REFERENCIA ¿30 ¿100 4 200 ESPECIFICO MUESTRA

L 100 79 49 2,65

G 100 58 O 2,65

F 100 100 100 2,65

Tabla 3.2: Propiedades de

DENSIDAD (gr/cm3)

MÁXIMA MÍNIMA

1,56 0,95

as muestras pr

92.

3. RESIDUOS PROCEDENTES DEL SITIO 2

3.1. Origen de la muestra

Las muestras ensayadas provienen de una explotación minera española del Sur de España (Huelva) y representa a los residuos finos. Se disponía de un total de ocho (8) muestras, cinco de las cuales fue­ron tomadas a diferentes distancias del punto de vertido de los lodos y las tres restantes son lodos tomados directamente del vertido. En la Tabla 3.3 se detallan las muestras, sus referencias y sus distan­cias al punto de vertido. Todas las muestras presentaban un color gris oscuro y abundancia de partículas angulosas y planas, características del proceso de machaqueo y molienda al que fueron sometidas.

3.2. Preparación

Las muestras se recibieron secas y algunas de ellas estaban formando terrones muy duros, por lo cual, previamente a todos los ensa­yos, fue necesario machacarlas en el mortero, con especial cuidado de no romper los granos.

Posteriormente, se homogenéizó cada una de las muestras y se realizó un cuarteo muy cuidadoso, a fin de evitar la segregación del material, para separar pequeñas fracciones destinadas a los diferentes ensayos de laboratorio previstos.

3.3. Ensayos granulométricos

Se han efectuado determinaciones de la granulometría de todas las muestras. Para ello se ha empleado la técnica de tamizado para la fracción superior al tamiz n^ 200 y la de sedimentación y control de densidad aparente con densímetro en el resto de la muestra.

Los resultados pueden verse en la Fig. 3.3, donde se indican las envolventes granulométricas de los diferentes materiales ensayados.

93.

PROCEDENCIA

Lodos playa de vertido

Lodos lavadero

REFERENCIA MUESTRA N°

1 2 3 4 5

6 7 8

DISTANCIA AL PUNTO DE VERTIDO (m)

8 70 185 80 140

Lodos Lodos Lodos

Tabla 3.3.- Muestras procedentes del Sitio 2

Fig. 3.3.- Envolventes granulométricas de las muestras procedentes % PASA POM

• O N <•

■i • a ai X X X Z

O O o O O O O

m m m m • • » « X X X X

s TAMICES SERIE

1 0 0

SO

• O

ro

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5 0

4 0

3 0

2 0

1 0

1

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m <vi o o" s-

Tamaño da las par t ícu las «n mm

95.

La Fig. 3.4 muestra la variación de los diámetros de partícula con la distancia al punto de vertido; se observa que la granulometría se estabiliza aproximadamente a partir de una distancia de 140 m del vertido. Aparece un salto brusco entre los 70 y los 80 m, lo cual pue­de deberse a la mala graduación de la fracción gruesa.

3.4. Peso específico de las partículas

Se determinó el peso específico relativo al agua de todas las muestras por el método del picnómetro, obteniéndose los valores indi­cados en la Tabla 3.4.

3.5. Plasticidad

Se determinaron los valores de los límites de Atterberg para todas las muestras, obteniendo los valores indicados en la Tabla 3.4. La Fig. 3.5 presenta estos valores dentro de la Carta de Plasticidad de Casagrande, lo que nos permite clasificar las muestras dentro de tres grupos en atención a su granulometría y plasticidad:

Arenas limosas: son las arenas próximas al punto de vertido.

Limos arcillo-arenosos: aparecen en las zonas intermedias en­te el estanque y la playa de arenas.

Arcillas de baja plasticidad: son los lodos del estanque.

La Tabla 3.5 resume los rangos de variación de las propiedades de estos materiales.

3.6. Influencia de la concentración de la suspensión de lodos

Para realizar este estudio, se aplicó la metodología comentada en el apartado 2.6. La Tabla 3.6 resume los resultados obtenidos.

96.

200m

I50m

O Q » -ec UJ

> O O l— Z O.

< < u z < i—

50m

0,1 0,01 TAMAÑO DE PARTÍCULAS (ESCALA LOGARÍTMICA)

0,001

Fig. 3.4.- Variación del diámetro de partícula con la distancia al punto de vertido (Material procedente del Sitio 2)

1

2

3

4

8

70

185

80

92,7

94,4

100,0

97,1

38,1

34,5

91,1

52,9

23,0

18,0

65,0

35,0

NP

NP

22,50

NP

NP

NP

18,20

NP

N

N

N

5 140 100,0 92,0 69,0 25,00 18,82

6 Lodos 99,0 81,0 72,0 23,70 15,32

7 Lodos 99,8 86,1 74,0 32,70 21,54 1

8 Lodos 99,6 87,5 77,0 32,10 18,64 1

Nota: Todas las muestras son del mismo color: gris plomo

Tabla 3.4.- Propiedades índice de las muestras

REFERENCIA DISTANCIA AL GRANULOMETRIA LIMITES DE ATTERBER PUNTO DE % Material pasa Tamiz = VERTIDO -; ; ; L-L L.P. I 7 7 ¿10 jé 100 j¿ 200 (m)

Fig . 3 . 5 . - Car ta de p l a s t i c i d a d de Casagrande

o.

o < o o t -vt < o.

UJ u o z

70

fiO

50

40

V)

?0

10

'

CL-ML

A

0 /

/

■ y

CL

ML-OL

CH

MH-OH

10 20 30 40 50 60 70 80 0 MUESTRA -3 "ARE

LIMITE LIQUIDO LL (%) Q MUESTRA - 5 -LOD

A MUESTRA -6 "LOD

99.

MATERIAL % PASA 200 LIMITES DE ATTERBERG DISTANCIA AL PESO ESPECIFICO PUNTO DE RELATIVO AL

L.L L.P I.P VERTIDO (m) AGUA

Arena limosa 18 a 35 NP NP NP 8 - 8 0 2,97 a 3,15

Limo arcillo--arenoso 65 a 69 22,5

25,0 18,2 18,6

4,3 6,2 80 - 140 2,87 a 3,00

Arcilla limo--arenosa 72 a 77 23,7

32,7 15,3 21,5

8,3 13,5 140 2,85 a 3,02

Tabla 3.5.- Rango de variación de los materiales característicos den Sitio 2

100.

CONCENTRACIÓN (%) PESO VOLUMEN ÍNDICE HUMEDAD DENSIDAD PESO SOLIDO/PESO TOTAL SOLIDO APARENTE DE HUECOS SECA

(gr) (cm3) (%) (gr/cm2)

10

20

30

40

80

120

60

110

153

3.335

2.974

2.685

115

103

93

0,667

0,727

0,784

TABLA 3.6.- Resultados obtenidos del análisis de la influencia de la concentración de la suspensión de lodos en la densidad seca inicial. M-7. Sitio 2.

101.

En primer lugar, se observa que este material es mucho más sensible a las variaciones de la concentración de la suspensión de lodos. Los contenidos de humedad son muy elevados. Sin embargo, sería de interés estudiar la consolidación bajo el propio peso de los lodos. Este fenó­meno no ha sido estudiado en detalle, pues esta metodología carece de la precisión necesaria para este estudio.

Se espera que la densidad de los lodos en la balsa sea supe­rior a este valor, debido a las características propias del sistema de vertido, que genera un impacto a la salida de la tubería. Por lo tanto, este valor representa una cota teórica inferior del problema.

3.7. Densidad máxima y mínima como material granular

Los ensayos de densidad mínima como material granular, nos 3 dan valores que oscilan entre 1,32 y 1,40 g/cm , los cuales son sensi

blemente superiores a los indicados en el apartado anterior. La densi-3 dad máxima es de 1,92 g/cm .

Los elevados valores de estas densidades no deben confundirse con materiales compactos; es un efecto del elevado peso específico (3,00), lo cual nos da un mayor peso del material para el mismo estado de compacidad.

CAPITULO 4

ESTUDIO DE LA COMPRESIBILIDAD Y CONSOLIDACIÓN DE LOS RESIDUOS SELECCIONADOS

103.

1. INTRODUCCIÓN

La compresibilidad de los suelos depende, entre otras cosas, de la estructura y fábrica de los mismos. Dicha estructura es muy sen­sible a todo género de perturbaciones y, por lo tanto, lo ideal sería realizar ensayos de laboratorio sobre muestras absolutamente inaltera­das, que conservasen la estructura natural del terreno. Esto no siem­pre es posible, debido a las dificultades que plantea la extracción de este tipo de muestras en terrenos muy duros o muy blandos.

En el caso de los residuos, la obtención de muestras inaltera­das sólo es posible en muy pocas ocasiones y a costes muy elevados. Por otro lado, no existen muestras completamente inalteradas, pues el proceso de toma y extracción produce una perturbación. La máxima perturbación sería un amasado total de la muestra.

Los efectos del amasado sobre los resultados de la curva edo-métrica (que, en principio, puede considerarse representativa de la deformabilidad de un suelo saturado) son las siguientes:

1. Reducción del índice de poros, para una presión vertical efectiva dada.

2. Dificultad en la obtención de la presión de preconsolidación.

3. Reducción del índice de compresión, C .

Es por ello que se han desarrollado métodos para obtener la curva real de consolidación, por ejemplo la corrección de SCHMERTMANN (1953).

En el estudio de los residuos se persigue lograr una reproduc­ción de probetas análoga a las condiciones de sedimentación de la bal­sa, con el objeto de obtener curvas que, al menos, representen la cota inferior del comportamiento tensión-deformación vertical. En este sen­tido hay que destacar que los parámetros fundamentales a controlar

104.

son la densidad y la humedad inicial. Más adelante se indicarán las técnicas de preparación de probetas con las ventajas y desventajas de cada una de ellas.

En el laboratorio, el estudio de la compresibilidad y deforma­ción, se hace en células de consolidación o edómetros. La primera célu la de consolidación, data del año 1910 y fue empleada por Frontard, con una muestra de 2" (5,08 cm) de espesor y 14" (35,56 cm) de altura.

En 1919, Terzaghi desarrolló una célula de drenaje sencillo, llamada edómetro, para la comprobación de. su teoría de los esfuerzos efectivos. Esta célula de muestra delgada (1/2" de espesor) permitía la medida de deformaciones por carga vertical en el tiempo con gran precisión mediante el empleo de extensometros de sensibilidad adecuada.

Posteriormente, estas células se han ido modificando hasta llegar a los equipos actuales, que disponen de mejores sistemas de medida, aleaciones metálicas prácticamente indeformables y sistemas de aplicación de cargas verticales más precisos.

En el caso de los residuos de mina el estudio de los fenóme­nos de compresibilidad y, sobre todo, de consolidación son importan­tísimos por doble motivo:

A) Para evaluar el cambio de espesor de los depósitos (tanto por su peso propio como por la adición de capas sucesivas), con lo que puede conocerse mejor el volumen de residuos a almacenar, para una altura de presa dada, así como el volumen de agua que rebosa y se puede recuperar.

B) Para evaluar el grado de consolidación medio a lo largo del tiempo, deduciendo, así, el grado de disipación de presiones intersticiales.

Por dichos motivos, se ha prestado atención especial a estos temas, como se puede ver a lo largo de este Capítulo.

105.

2. EQUIPOS EMPLEADOS

Para la medida de la consolidación de los residuos se han em­pleado los siguientes equipos:

- Edómetros convencionales:

. E-l : Diámetro 0 = 70 mm, altura h = 12 mm

. E-2 : Diámetro 0 = 50 mm, altura h = 20 mm

- Edómetros Rowe:

. E-3 : Diámetro 0 = 76,2 mm, altura h = 45 mm

. E-4 : Diámetro 0 = 250 mm, altura h = 90 mm

Se ha empleado además el permeametro de carga constante para la medida de la permeabilidad de algunas de las muestras.

En el Apéndice C se detallan las características y técnicas de ensayo empleadas con cada uno de los equipos.

106.

3. TÉCNICAS DE PREPARACIÓN DE PROBETAS

La preparación de probetas de materiales granulares a baja densidad ha sido estudiada desde hace unos 40 años. En 1948, Kolbu-zewski, encontró que al verter una arena seca a través de una columna de agua, el índice de poros del material sedimentado es único e inde­pendiente de la intensidad del flujo (Volumen de arena/tiempo) y de la altura de caída. Sin embargo, si esa misma arena es vertida seca en el aire, el índice de poros aumenta al reducir la altura de caída y disminuye con la intensidad del flujo. BASSETT, (1967) preparó probé tas arenosas para ensayos triaxiales vertiendo arena seca desde un embudo que hacía las veces de tolva, variando la altura de caída y la sección del embudo, obtenía diferentes densidades. Este método fue muy criticado por SIRWAN (1975), quien demostró mediante técnicas de Raxos X que la densidad de las probetas así preparadas no era unifor­me. Sin embargo, en tanques de mayor tamaño el resultado es aceptable (OTEO, 1972).

Actualmente, existen dos tendencias generales para la prepara­ción de este tipo de probetas:

1. Vertido de arena saturada: Consiste en verter la arena saturada mediante una cuchara o a través de una columna de agua y, posterior mente, se vibra la probeta para alcanzar la densidad deseada.

2. Vertido de arenas secas: Presenta dos variantes, una en la cual la arena es vertida en seco a una densidad suelta, para vibrarla posteriormente; la otra variante consiste en alcanzar la densidad deseada variando la altura de caída y el flujo de material.

En el caso del estudio de los residuos vertidos por vía húme­da, interesa reproducir probetas de características análogas a las del material sedimentado en la balsa. Es por ello que juzgaron conve­niente emplear un método de preparación de probetas similar al que

107.

da origen a los materiales depositados pero que a su vez, cumplan las siguientes condiciones:

1. Repetitividad de las densidades obtenidas en las probetas.

2. Que no ocurra segregación del material.

3. Facilidad de obtención de bajas densidades.

El método de preparación de probetas seleccionado consiste en sedimentar una suspensión de lodos, previamente homogeneizada, so­bre la célula edométrica, siguiendo el procedimiento que a continua­ción se detalla:

l9) Se prepara y homogeneiza una suspensión de lodos a una concentra­ción determinada.

25) Sobre el borde superior de la célula edométrica, se coloca un ci­lindro transparente, vertical, capaz de permitir la sedimentación de la suspensión sobre la célula, sin pérdida de agua ni material, según se indica en la Fig. 4.1.

35) Se realiza el vertido de la suspensión de lodos, cuidadosamente, con el objeto de reducir al máximo la segregación de partículas, para ello, se agita la suspensión durante el tiempo de vertido, con lo cual se impide que los gruesos depositen en el tanque de vertido.

42) Se espera a que la suspensión haya sedimentado totalmente, lo cual ocurre cuando el agua sobrenadante aparece clara. El tiempo de espera, depende del contenido de finos del material, siendo menor a medida que aumenta el contenido de arena.

52) Si la probeta tiene la altura deseada, entonces se procede a ex­traer el espesor de agua mediante la ayuda de una manguera de pe-

SUSPENSIÓN AGITACIÓN PERMANENTE

SOPORTE DE

GOMAS

TANQUE DE VERTIDO

MANGUERA DE GOMA

GOMAS

CILINDRO TRANSPARENTE

, , , GRASA DE ■\j\kj"] SILICONA

CUERPO EDOMETRO

BASE EDOMETRO

Figura 4 .1 ShiUU■■■;!':!A DE LA TÉCNICA F R E P A R A C T Ü N D-'J PROBETAS.

109.

queño diámetro por el procedimiento de sifón teniendo especial cuidado de no alterar la superficie de la probeta por la acción de la succión.

69) Se enrasa la probeta cuidadosamente y se mide la altura inicial.

72) Se coloca la piedra porosa superior y el pistón de carga, enton­ces, se atornilla la célula y puede iniciarse el ensayo siguiendo -el procedimiento antes comentado.

En los ensayos edométricos convencionales el vertido de la suspensión se hizo de una sola vez, mientras que en los ensayos edomé­tricos Rowe, el vertido se hizo en varias etapas, colocando capas de aproximadamente 1 cm de espesor, dejando sedimentar la suspensión en­tre una y otra, pero sin extraer el exceso de agua hasta el final del vertido.

Este procedimiento fue adoptado debido a la segregación observa da en las probetas cuando el vertido e hacía de una sola etapa: Los gruesos se iban al fondo y los finos ocupaban la parte superior, esto creaba una muestra de densidad y rigidez variables, lo cual sin duda afecta los resultados del ensayo.

Este método además de reducir la segregación reproduce las condiciones de vertido en la balsa de decantación, pues en ésta los procesos de vertido suelen ser discontinuos y se forman capas estrati­ficadas en el sentido horizontal o ligeramente inclinadas.

La técnica de sedimentación se aproxima a las condiciones rea­les del campo y reproduce con relativa facilidad las densidades secas iniciales, es por ello que se recomienda su aplicación siempre y cuan­do el molde del ensayo lo permita, como es el caso de los edómetros, que por su elevada rigidez lateral no permiten deformaciones laterales ni escapes de material a través de las juntas, las cuales deben estar debidamente selladas con grasa de silicona.

110.

4. RESULTADOS OBTENIDOS

4.1. Variación de la densidad seca y la humedad con el esfuerzo verti­cal efectivo

En el Apéndice D se muestran los resultados de todos los ensa­yos edométricos realizados sobre las diferentes muestras descritas en el Capítulo 3. A continuación se discuten los valores de los dife­rentes parámetros determinados a partir de estos ensayos.

Al incrementar la presión efectiva sobre un suelo saturado se produce un aumento de la presión intersticial respecto de la pre­sión hidrostática. Este exceso de presión intersticial, se disipa me­diante la expulsión de una parte del agua, contenida en los espacios vacíos del suelo, lo cual trae consigo una reducción del volumen y, por tanto, la densidad seca y la humedad del suelo varían durante esta consolidación. Interesa conocer esta variación, ya que a medida que avanza la consolidación del material, la densidad del suelo aumenta, haciéndose cada vez más denso y rígido. Este aumento de rigidez mejora la capacidad de soporte del suelo y, por lo tanto, aumenta su resisten cia y en el caso de lodos próximos a diques, aumenta el coeficiente de seguridad de estos.

Las Figs. 4.2 a 4.5 presentan envolventes de las curvas de variación de la densidad seca y la humedad con el esfuerzo vertical efectivo para los diferentes materiales ensayados. En ellas se observa lo siguiente:

- Al aumentar la presión vertical efectiva, tiene lugar un aumento de la densidad seca y una reducción de la humedad, según una varia­ción quasi-lineal con el logaritmo de la presión efectiva, sobre

2 todo a partir de 0,8 Kp/cm .

- En las muestras del Sitio 1 y en las arenosas del Sitio 2, la varia-2 cion densidad seca entre 0,1 y 0,4 Kp/cm es del 0,2%, mientras que

1 1 1 .

1,6

1,5

1,4

1,3 <

<

Z

1,1

1.0 mm ^m __ «

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1 ■.i

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UESTRA TOT/ 0 % PASA N

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M (L) •200

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^ s-*» x " **

-v \ FRACCIÓN PASAN0 200

\ (F ) 1 1

0,1 0,2 0,4 0,8 1,6 3,2 6,4 12,8

PRESIÓN VERTICAL EFECTIVA, Fd EN Kg/cm

F i g . 4 . 2 . - Var iac ión de l a densidad seca con l a p r e s i ó n v e r t i c a l e f e c t i v a pa ra l a muestra de l S i t i o 1

112 .

> ENVOLVENTE ARCILLAS-LIMOSAS

K ARENA

\

tV ■i:'*-r\'-i--.:.i-::--:.

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SLIMOSAS

LIMOS-ARCILL

V-1.»- ■*•-■ '■ ■ ¿ ■ ^ t , " - " . ■"/■ ■'■'■■ ■'■;■■>.v. . ' : '■■„. ' ^ W - ' - ' - " - ' - ' '

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OSOS

0,1 0,2 0,4 0,8 1,6 3,2

PRESIÓN VERTICAL EFECTIVA, O"' EN Kg/cm

6,4 12,8

Fig. 4.3.- Variación de la humedad con la presión efectiva de consolidación para las muestras del Sitio 2

113.

PRESIÓN VERTICAL EFECTIVA, CTd EN Kg/cm3

F i g . 4 . 4 . - Var iac ión de l a humedad con l a p r e s i ó n v e r t i c a l e f e c t i v a pa ra l a muestra de l S i t i o 1

114 .

Z

"O

<

o < o z

PRESIÓN VERTICAL EFECTIVA, O - ' EN Kg/cm

F i g . 4 . 5 . - Var iac ión de l a densidad seca con l a p r e s i ó n e f e c t i v a de c o n s o l i d a c i ó n pa ra l a s muest ras de l S i t i o 2

115.

en las muestras limosas y arcillosas del Sitio 2 esta variación es del 8%.

2 - La variación de densidad seca entre 0,1 y 10 Kp/cm es del 12% para las muestras del Sitio 1 y las arenosas del Sitio 2 y alcanza el 32% para las finas del Sitio 2. Esto evidencia la mayor compresibilidad de los residuos limo-arcillosos.

- En las muestras que pasan por el tamiz n2 200 (F) del Sitio 1 la variación de densidad es similar a la que se produce en las otras muestras ensayadas (Fig. 4.2). Es decir, que es el contenido arcillo so el que provoca la fuerte variación de densidad, como lo indica el hecho de que a medida que los finos del material presentan mayo­res proporciones de arcilla, la franja de variación es más amplia (Fig. 4.3).

- Las muestras procedentes del Sitio 2, alcanzan densidades secas ma­yores que las del Sitio 1, seguramente por tener granulometrías me­nos uniformes.

- Las muestras del Sitio 1 presentan variaciones mayores del contenido de humedad que las del Sitio 2 para los mismos incrementos de esfuer­zo vertical. En el Sitio 1, las muestras finas pueden quedar con humedades iniciales de hasta el 62%, mayores que las muestras finas arcillosas del Sitio 2. En el caso de muestras arenosas, en ambos emplazamientos la humedad inicial es del orden del 40-45%.

4.2. índice de compresión

El índice de compresión, C , es una constante y su valor es la pendiente de la rama de compresión noval de la curva edometrica en coordenadas semilogarítmicas. Representa la deformabilidad unidi­mensional de un suelo. Existen muchas correlaciones para determinarlo, en función de la humedad natural (W), índice de huecos inicial (e ) y el límite líquido (W ). La Tabla 4.1 presenta un resumen de estas

116.

CORRELACIÓN RANGO DE APLICACIÓN

C = 0,007 (W - 7) C Li

C = 0,0 W

C = 1,15 (e - 0,35) c o C = 0,30 (e - 0,27) c o C = 0,0115 W

C = 0,0046 (WT - 9) C L C = 1,21 + 1,055 (e - 1,87) c o C = 0,009 (WT - 10) c L C = 0,75 (e - 0,50)

C = 0,156 e + 0,0107 c ' o ' C = 0,99 W.

C = 0,85 W.

WT

1,315

3"2

C = 0,0097 (W - 16,4)

1,35 W 2,09

Arcillas remoldeadas

Arcillas de Chicago

Todas las arcillas

Suelos inorgánicos cohesivos

Suelos orgánicos

Arcillas de Brasil

Arcillas de Sao Paulo

Arcillas normalmente consolidadas

Suelos de baja plasticidad

Todas las arcillas

Suelos españoles

Suelos de Finlandia

Turba

Suelos blandos españoles

Arcillas azules del Guadalquivir

Tabla 4.1.- Diferentes correlaciones empíricas para hallar el valor del índice de compresión (C )

117.

correlaciones, en función de las características del material, que muestra el amplio campo de variación de estas recomendaciones.

En la Tabla 4.2 se presentan los valores obtenidos para las diferentes muestras ensayadas en esta investigación. El coeficiente de compresión de las muestras procedentes del Sitio 2 aumenta a medida que aumenta el contenido de finos del material, tal como se muestra en la Fig. 4.6.

La relación entre C y la humedad del límite líquido (WT), c i.»

presenta valores que se ajustan bastante bien a una línea recta de ecuación:

Cc - o.zol r o.ooq-cou La correlación del coeficiente de compresión con el índice

de poros inicial (Fig. 4.7) responde a una línea recta de ecuación:

Cc - o.7.11- (e0 -o.2.5?)

Las muestras con mayor contenido de finos, resultan más compre sibles, presentando un valor de C superior a 0,280.

Sin embargo, debe de señalarse como el rango de variación del índice en estudio es similar en los dos emplazamientos analizados: 0,230 a 0,290 en el Sitio 1 y 0,230 a 0,320 en el Sitio 2. Es decir que la deformabilidad noval (gobernada por C ) de ambos suelos depende fundamentalmente del índice de huecos inicial y en segundo término del contenido de finos.

4.3. índice de entumecimiento

El índice de entumecimiento, C , es una constante cuyo valor es la pendiente de la rama de recompresión de la curva edométrica, en coordenadas semilogarítmicas. Su valor suele estar comprendido en­tre 1/4 y 1/10 de C , aunque en el caso de los fangos varía entre 1/7

118.

SITIO MUESTRA ÍNDICE DE HUECOS ÍNDICE DE INICIAL COMPRESIÓN e (C ) o c

L 1,245 0,229 1 L (Rowe) 1,216 0,293

F 1,655 0,188

1 2 3 4 5 6 7 7 Rowe 8 8 Rowe

1,343 1,314 1,305 1,705 1,338 1,943 1,329 1,265 1,812 1,392

0,234 0,266 0,286 0,288 0,297 0,320 0,288 0,347 0,325 0,419

Tabla 4.2.- índices de compresión obtenidos en esta investigación

1 1 9 .

•

D

•

SITIO 2

SITIO 1

REGRE

(

(

SION SITIO 2

•

•

D

• •

*t>^"'^

•

10 20 30 40 50 60 CONTENIDO DE FINOS, % RETENIDO TAMIZ 200

70 80

Fig. 4.6.- Correlación entre el contenido de finos y el coeficiente de com presión, C .

120 .

20 30

HUMEDAD DEL LIMITE LIQUIDO, WL EN % 40

Fig. 4.7.- Correlación entre el coeficiente de compresión Cc y la humedad del límite líquido

121.

y 1/30 de C . La Tabla 4.3 preenta los valores de este parámetro obte nidos a partir de los ensayos edométricos realizados en el presente trabajo.

Al comparar C con C , se obtiene una relación media de: s c

Cs = JL. C -12

Sin embargo, en las muestras del Sitio 1, la relación media observada es C = 1/10 C , lo cual puede deberse al carácter más areno s e ' -so del material.

Es decir que la recuperación de deformaciones en estos suelos es del orden de la mitad que en los suelos blandos de origen natural, en que el proceso de sedimentación (más lento y a veces, más selecti­vo) lleva a estructuras más estables.

4.4. Módulo edometrico

El módulo edometrico, (E ) es un parámetro semejante al módulo de deformación pero considerando solo deformaciones unidimensionales. Resulta más intrínseco que el parámetro C , aunque también representa la deformabilidad del material. Se define como la relación entre el incremento de tensiones efectivas y la deformación vertical unitaria asociada.

Este parámetro, nos da una idea de la deformabilidad de la muestra de suelo bajo la acción de cargas verticales y por tanto, de su rigidez. La Tabla 4.4 muestra los valores del módulo edometrico para las diferentes muestras ensayadas. Se observa, en primer lugar, que el valor aumenta con la presión vertical efectiva y, por lo tanto, también aumenta al crecer la densidad seca, tal como se indica en la Fig. 4.8. Los valores de E , obtenidos mediante el empleo del edómetro Rowe, son ligeramente inferiores a los obtenidos empleando el edómetro convencional, lo que consideramos que se debe a dos razones:

SITIO MUESTRA ÍNDICE DE HUECOS ÍNDICE DE C /C INICIAL ENTUMECIMIENTO ° '' é (C ) o s

L 1,245 0,025 9 1 L (Rowe) 1,615 0,02 15

F 1,655 0,02 9

1 2 3 4 5 6 7 7 Rowe 8 8 Rowe

1,343 1,314 1,305 1,705 1,338 1,943 1,329 1,215 1,812 1,392

0,016 0,014 0,026 0,039 0,020 0,044 0,047 0,012 0,057 0,044

14 19 11 7 15 7 6 28 6 10

Tabla 4.3.- índices de entumecimiento obtenidos

Módulo edomet presi

SITIO MUESTRA ÍNDICE DE HUECOS (T = 1,5 Kg/cm2 (f = 3,0 Kg INICIAL v v

L F

M-l M-2 M-3 M-4 M-5 M-6 M-7

M-8

1,245 1,615

1,313 1,314 1,305 1,705 1,338 1,943 1,329

1,812 (14)

(10)

36 43

--28 8,

17, -15

-

2 7

(23)

(54)

60 60

71 62 41 25,8 60,7 28,1 28,6

24

Nota: Los números ( ) corresponden a los resultados obtenidos c

Tabla 4.4.- Valores del Módulo Edometrico para diferentes p muestras ensayadas

124.

800

600

Z UJ E

g 400 IU S O o

o o

200

DENSIDAD SECA, y EN grs/cní

Fig. 4.8.- Variación del módulo edométrico con la densidad seca

125.

1. La piedra porosa flexible, permite mayores deformaciones que la piedra rígida, lo cual se traduce en una reducción del valor de E . m

2. La medida de las deformaciones verticales, se hace en el centro de la probeta, y en ese punto, la deformación es máxima, puesto que se ha observado que las probetas asientan muy poco en los bor­des, debido al efecto del contorno de las paredes rígidas.

4.5. Coeficiente de consolidación

A partir de las curvas de asentamiento de los diferentes esca­lones de carga, utilizando la teoría de consolidación unidimensional de Terzaghi-Frolich, se han deducido los valores medios del coeficien­te de consolidación, C , que mide la velocidad de expulsión de agua o de disipación de presión intersticial.

La Tabla 4.5 resume los valores medios obtenidos, para los residuos del Sitio 1 así como los deducidos de la primera fase (conso­lidación bajo presión normal) de algunos ensayos de corte directo, más adelante descritos. Como puede verse en dicha tabla, el valor de

-4 2 C para la fracción fina viene a variar entre 2 x 10 cm /seg y V -3 2 -2 2 x 10 cm /seg, mientras que el mismo parámetro varía entre 9 x 10

-3 2 -2 y 3 x 10 cm /seg en la muestra total (eliminado el valor de 22 x 10 2

cm /seg, que viene a corresponder a la fracción gruesa, cuyo límite in -3 2 ferior sería el de 2 x 10 cm /seg, obtenido en un ensayo de corte). Estos valores se corresponden con los que se obtienen habitual

mente en suelos limosos y son claramente superiores a los de suelo en que predomine la fracción arcillosa.

La Tabla 4.6 resume los valores medios obtenidos para los re­siduos procedentes del Sitio 2. Se observa en ella que el valor de

-4 -3 2 C varía entre 6,34 x 10 y 3,93 x 10 cm /seg. La diferencia del va lor obtenido entre los lodos y las arenas de la playa de vertido es

126.

C v (cm /seg)

TIPO DE ENSAYO

RESIDUOS TOTALES

FRACCIÓN GRUESA (*)

FRACCIÓN FINA

Edómetro 0 70 mm

x 10 x 10

.-4 -4

Edómetro 0 250 mm

9 x 10 22 x 10

-2 -2

Corte directo (fase consol) 3 x 10 -3 2 x 10 -3

1,5 x 10 2,0 x 10

-3 -3

(*) Fracción gruesa = Lo retenido por el 44- ns 200 Fracción fina = Lo que pasa por el ¿¿ n5 200

Tabla 4.5.- Valores del coeficiente de consolidación, C , deducidos v de los diferentes tipos de ensayos realizados sobre las muestras procedentes del Sitio 1

C (cm / s e g )

TIPO DE ENSAYO M-l M-2 M-3 M-4 M-5 e = 1 ,343 e = 1 ,314 e = 1 ,305 e = 1 ,705 e = 1

o o o o o

Edómetro l,15xl0~ 9,26xl0_4 l,16xl0-3 l,73xl0~ l,64x

convencional 2,62xl0~3 3,93xl0~3 l,14xl0~3 6,44xl0~4 6,34xl

Edómetro

Rowe

Corte

Directo 6,3 xlO -5 4,0 xlO -5

Tabla 4.6.- Valores del coeficiente de consolidación, C , deducidos realizados, sobre muestras procedentes del Sitio 2.

128.

prácticamente nula, esto puede ser debido a la forma angular de las partículas que, aún en tamaños correspondientes a la fracción limosa exhiben un comportamiento similar al de los residuos con carácter are­noso.

Comparando resultados obtenidos para los materiales proceden­tes de los Sitios 1 y 2, se observa que el coeficiente de consolida­ción (C ) varía muy poco entre ellos, a pesar de las diferencias de plasticidad, granulometría y peso específico. Una explicación al he­cho, podrá ser que al tratarse de dos materiales de origen análogo (ambo son productos de lavadero) y que la forma de las partículas es similar: muy angulosa, debido al machaqueo previo. Esto nos,lleva a pensar que el flujo de agua entre los contactos es más fácil debido a la evidencia de un gran número de microcanales y a pesar de las dif£ rencias de material el comportamiento es relativamente parecido: Recor dando la Tabla 2.13del Capítulo 2, donde se presentan valores de C pa ra diferentes tipos de residuos, allí también se pone en evidencia que los materiales procedentes de lavadero presentan el Coeficiente de Consolidación, comprendido en una estrecha franja que varía entre -2 -3 2 10 y 10 cm /seg, con lo cual se aportan dos nuevos datos que perrni

ten seguir manteniendo esta hipótesis de comportamiento para este tipo de materiales. Puede indicarse que el valor más alto corresponde a residuos arenosos y el más bajo a los limos-arcillosos.

En la Fig. 4.9 se muestra la variación de C a lo largo de la playa de vertido para las muestras procedentes del Sitio 2. En rea lidad, se observa que el punto de vertido afecta poco al valor del parámetro, con lo cual puede deducirse que al menos en este caso, la granulometría no parece controlar claramente el parámetro, C , puesto que la distancia al punto de vertido está ligada de forma directa con el tamaño de partículas.

En la Fig. 4.10 se muestra la variación de C con la presión vertical efectiva de partida. La disipación de' los puntos no permite definir una relación clara entre los dos parámetros, la nube de puntos

10 -2

u Z LU

> u

Z

ü 10-3

< Q - j O </> z o u

z UJ

y u_ UJ O (J

o

A

10_

ARENAS DE LA PLAYA DE VERTIDO

O CTV =1,5 Kg/cm

A 0~v =3,0 Kg/cm2

O 0"v = 6,0 Kg/cm • CTV =10,0Kg/cn?

50 100 150 DISTANCIA AL PUNTO DE VERTIDO EN m.

Fig. 4.9.- Variación del coeficiente de consolidación C con la d

130 .

•

o D A + X •

M 1

M 2

M 3

M 4

M 5

M 8

M6

i o

$

a x

r 1,5 3,0 6,0 10

LOG CTV EN Kg/cm

Fig. 4.10.- Variación del coeficiente de consolidación con la presión vertical efectiva

131.

parece indicar que el Coeficiente de Consolidación aumenta con la raiz cuadrada de la tensión vertical efectiva al menos, en este caso.

En las muestras procedentes del Sitio 1, se observa un compor­tamiento similar, pero el número de datos es mucho menor debido a la disponibilidad de una muestra única dividida en tres, ya explicada en el Capítulo 3 y por lo tanto, no puede concluirse de forma categóri ca sobre el comportamiento de esta muestra, aunque la tendencia es análoga a la observada en las muestras del Sitio 2.

4.6. Permeabilidad

El coeficiente de permeabilidad, K es un parámetro bastante difícil de determinar en laboratorio, por depender de la estructura del material. En esta investigación se han empleado diferentes técni­cas para su determinación, de forma directa o indirecta, con el objeto de poder establecer un rango de variación del parámetro que permita realizar estimaciones reales del comportamiento.

Se han realizado medidas directas en el edómetro Rowe -0 250 mm ó 0 76,2 mm- aplicando contrapresión en la base de la célula, con gradientes de circulación del orden de 10, a diferentes presiones de consolidación, siguiendo la técnica indicada en el Apéndice correspon­diente.

En el permeámetro convencional, de carga constante, se realiza ron ensayos de muestras procedentes del Sitio 1, con gradientes del orden de 1,5.

También se han efectuado estimaciones indirectas, a partir de las curvas de consolidación de los ensayos edométricos, aplicando los métodos de Casagrande y de Taylor, dependientes de la forma de las curvas.

La fiabilidad de los valores obtenidos con el permeámetro de carga constante, es dudosa. Creemos que este ensayo aporta datos sobre

132.

la cota superior del coeficiente de permeabilidad. En la muestra proce _3 —

dente del Sitio 1 la permeabilidad medida era del orden de 10 cm/seg, valor que está muy en el límite de la capacidad de medida del equipo. Además, merece la pena destacar las dificultades que se observaron durante la ejecución de los ensayos para lograr el flujo de agua, debi do a que los finos obstruían los conductos piezométricos y, al aumen­tar el gradiente hidráulico para facilitar el flujo, la muestra podía sifonar, debido a la baja densidad del material. En efecto, éste era vertido en seco, siguiendo el procedimiento de ensayo descrito en el Apéndice citado. La densidad en el vertido seco era de orden de

3 1,0 gr/cm , mientras que en los residuos vertidos por vía húmeda, pre 3 sentan una densidad seca que oscila entre 1,1 y 1,3 gr/cm . El valor

así medido corresponde a un estado más suelto del material y represen­ta una cota superior.

Con los residuos procedentes del Sitio 2 no fue posible obte­ner ningún resultado con este aparato puesto que no se logró estable­cer el flujo de agua sin sifonar la muestra, debido a que los finos eran arrastrados por el agua y obstruían los conductos piezométricos.

Los resultados más fiables parecen ser los obtenidos por con­trapresión de agua en el edómetro Rowe. La Tabla 4.7 resume los valo­res medidos para los diferentes residuos ensayados.

Para la muestra total, procedente del Sitio 1, K varía entre -5 -5 2

4 x 10 y 8,3 x 10 cm /seg, valores que corresponden a un material areno-limoso, lo cual está en consecuenciacon los resultados obtenidos en los apartados anteriores y su curva granulométrica.

El coeficiente de permeabilidad, estimado a partir de las cur--4 vas de consolidación de estos ensayos, varió entre 2,5 x 10 (para

_5 muestras totales de lodos) y 10 cm/seg para la fracción que pasa por el tamiz N^ 200. Dada la granulometría de este material, también se ha aplicado el método indirecto de Hazen a los residuos del Sitio 1. Así, aplicando la fórmula de Hezen resulta:

1

ENSAYO TIPO DE EDOMETRICO PIEDRA POROSA

m

1 Rígida

1 Rígida

2 Flexible

2 Flexible

3 Flexible

3 Flexible

PRESIÓN DE COEF. DE CONSOLIDACIÓN PERMEABILIDAD

(Kp/cm2) K (cm/seg)

0,4 7,87 x 10~5

1,6 8,34 x 10~5

0,4 5,54 x 10~5

0,8 3,42 x 10~5

0,4 5,72 x 10~5

3,0 3,90 x 10~5

Tabla 4.7.- Resultados de los ensayos de permeabilidad obtenidos el edómetro Rowe 0 250 mm (muestra total de lodos)

134.

obtenemos los siguientes valores:

Lodos totales (L)

Fracción gruesa (G)

Fracción fina (F)

Los valores de K, obtenidos por diferentes métodos: experimen­tales y empíricos, muestran un buen ajuste entre ellos. La Fig. 4.11 indica los rangos de valores obtenidos en cada una de las determina­ciones.

La Tabla 4.8 presenta los valores del coeficiente de permeabi­lidad estimados a partir de las curvas de consolidación del ensayo edométrico convencional sobre muestras procedentes del Sitio 2 para diferentes presiones verticales efectivas. La permeabilidad varía en-- tre 10 y 10 cm/seg, estos valores corresponden a materiales limo--arcillosos poco permeables. Se aprecia una reducción del coeficiente de permeabilida al aumentar la tensión efectiva y, por consiguiente, la densidad seca del material.

La Tabla 4.9 presenta los resultados obtenidos mediante inyec­ción de agua a presión en el edómetro Rowe, se observa que la permea-bilidad varía entre 5,75 x 10 y 1,20 x 10 cm/seg, valores más bajos a los obtenidos en el caso anterior. La Tabla 4.10 presenta los valo­res estimados a partir de la fórmula de Hazen, aunque su aplicación puede ser dudosa en las muestras más arcillosas. El intervalo de varia ción está comprendido entre: 4 x 10 y 10 cm/seg para la fracción más gruesa, correspondiente a las arenas de la playa de vertido y 3,24 x 10 y 9 x 10 cm/seg para la fracción más fina, correspondien te a los lodos del estanque. Estos valores, son próximos a los obteni­dos por otros métodos, tal como se muestra en la Fig. 4.11.

K = 10

K = 10'

K = 10'

cm/seg

cm/seg

cm/seg

135.

Valores del coeficiente de permeabilidad, K en función de la presión efectiva inicial

MUESTRA CT = 1,5 Kg/cm G~ = 3,0 Kg/cm (J~ = 6,0 Kg/cm (J~ = 12,0 Kg/cm'

M-l

M-2

M-3

M-4

M-5

M-6

M-7

M-8

2,79

4,04

9,25

9,84

_

-

X

X

X

-

X

_

lo" 5

lo" 4

lo" 5

lo" 5

8,977

1,46

5,67

4,80

2,69

4 ,65

8,23

X

X

X

X

-

X

X

X

lo" 6

lo" 5

lo" 5

l O " 5

lo" 5

lo" 5

l O " 5

2,33

3,85

4 ,11

6,30

1,50

5,20

2,60

2 ,25

X

X

X

X

X

X

X

X

lo" 5

lO" 5

lo" 5

lo" 6

lo" 5

lo" 5

l O " 5

lo" 5

5,57

2,72

9,45

6,10

3,62

1,11

1,95

X

X

X

-

X

X

X

X

lO" 6

lo"6

lO" 6

l O " 6

lO" 6

l O " 5

lO" 6

Tabla 4.8.- Valores del Coeficiente de Permeabilidad, K, para las muestras procedentes del Sitio 2, en diferentes presio nes verticales efectivas, estimadas a partir de las -curvas de consolidación.

136.

Valores del Coeficiente de Permeabilidad, K (cm/seg)

MUESTRA

M-8

(Tv= 0,4 Kg/cm2

1,23 x 10~6

1,33 x 10

1,18 x 10~6

<XV= 0,8 Kg/cm2

5,98 x 10-8

6,00 x 10-8

5,99 x 10"8

<rv 2 =1,5 Kg/cm

5,75 x 10~8

1,34 x 10~7

1,20 x 10~7

Tabla 4.9.- Valores del Coeficiente de Permeabilidad, K, para las muestras procedentes del Sitio 2, a diferentes presiones verticales efectivas, estimadas por inyección de agua en el edómetro Rowe, piedra flexible, 0 76 mm.

137.

MUESTRA DIÁMETRO D COEF. DE PERMEABILIDAD K (cm/seg)

M-l O,02

M-2 0,032

M-3 0,01

M-4 0,021

M-5 0,01 .

M-6 0,0018

M-7 0,003

M-8 0,0028

Tabla 4.10.- Valores del Coeficiente de Permeabilidad, K, para las muestras procedentes del Sitio 2, estimados a partir de la ecuación de Hazen.

4 x 10

1 x 10'

1 x 10'

4,4 x 10

1 x 10

3,24 x 10

9,00 x 10'

7,84 x 10'

TIPO DE SUELO

CONDICIONES DE

DRENAJE

ARCILLAS ARENAS FINAS, LIM

IMPERMEABLES DRENAJ

MUESTRAS

SITIO 1

ENSAYOS DE CONSOLIDACIÓN

INYECCIÓN DE AGUA EN EDOMETRO ROWE

FORMULA DE HAZEN

MUESTRAS

SITIO 2 FORMULA DE HAZEN

INYECC

l o - 9 1 0 - 8 1 0 - 7 1 0 - 6

COEFICIENTE DE PERMEABILIDAD, K EN

Fig . 4 . 1 1 . - Rangos de v a r i a c i ó n de l o s v a l o r e s de l coef

139.

VICK (1983) ha demostrado que la fórmula de Hazen es aplicable a residuos limosos, no plásticos, sin embargo, éste no es el caso de los residuos del Sitio 2, que son de baja plasticidad. Las muestras procedentes del Sitio 1 (no plásticos) y la fórmula se adaptaba muy bien a los valores medidos en el laboratorio. De tal forma, que se comprueba una vez más la validez de la fórmula de Hazen para estimar la permeabilidad de residuos limosos no plásticos y se justifica la extensión de la validez de la misma para residuos limosos de baja plasticidad, sujeta a investigaciones posteriores.

En la Fig. 4.11 también se ha representado el campo de varia­ción de los- valores de K obtenidos en las muestras del Sitio 2, según el método de determinación.

Puede concluirse, observando la Fig. 4.11 que en los materia--4 les arenosos el valor de K tiene el rango de variación de 5 x 10 cm/

/seg, aproximadamente, mientras que en los residuos limo-arenosos di--5 -6 cho rango debe corresponder al intervalo 10 -10 cm/seg, según el con

tenido arcilloso.

140.

5. RECAPITULACIÓN

A través del desarrollo de este capítulo, se ha caracterizado la compresibilidad de los residuos mediante los equipos convencionales de laboratorio.

Del estudio de la compresibilidad y consolidación de los resi­duos de lavadero ensayados, se deriva lo siguiente:

Los equipos de ensayo convencionales, pueden emplearse siem­pre y cuando las técnicas de preparación de probetas garanticen la reproducción de muestras a las densidades esperadas en la balsa, lo cual, puede obtenerse siguiendo los procedimientos ya detallados ante­riormente.

La variación de la densidad de las probetas a lo largo del ensayo de consolidación, depende de la granulometría del material y del índice de poros inicial. Según sea el predominio de la componente arenosa o arcillosa, tenemos* suelos que se densifican en menor o mayor grado, al igual que ocurre con los suelos naturales. El hecho de que este efecto de densificación sea más notorio que en los suelos natura­les, se debe al bajo índice de poros inicial.

El índice de compresión de los materiales analizados, es simi­lar al observado en suelos limo-arcillosos de baja plasticidad y está relacionado con el índice de huecos inicial, el contenido de finos y la humedad del límite líquido.

La recuperación de las deformaciones en estos suelos, es infe­rior a la de los suelos blandos de origen natural, lo cual se debe a que se desarrolla una estructura más estable debido a que se trata de un material artificial transportado.

El módulo edométrico de los residuos, es análogo al encontrado en los materiales blandos de origen natural. Para una presión vertical

2 2 de 1,5 Kg/cm toma valores comprendidos entre 8 y 28 Kg/cm para las mués-

141.

tras más arcillosas y del orden de 40 Kp/cm para las muestras más 2

arenosas. A una presión vertical de 3,0 Kp/cm el parámetro oscila en-2 tre 24 y 40 Kp/cm en las fracciones arcillosas y entre 60 y 70 en las

arenosas. Por lo tanto, es previsible que a lo largo de la consolida­ción de la balsa, los asientos serán considerables.

El coeficiente de consolidación, C , se encuentra comprendido - 2 - 3 2 entre 10 y 10 cm /seg, correspondiendo el valor más alto a los

residuos arenosos. Se ha destacado que la distancia al punto de verti­do no afecta de manera importante al valor de este parámetro.

El coeficiente de permeabilidad, K, está variando en un rango más amplio, de 10 a 10 cm/seg para residuos arenosos y de 10 a -7 10 para residuos mas arcillosos. Se ha comprobado la validez de la

fórmula de Hazen para la determinación de las permeabilidades de los residuos, tanto arenosos como arcillosos. Esto es de gran utilidad para las estimaciones preliminares, pues permite hacer evaluaciones bastante precisas a partir de una información básica como la granulome_ tría de los materiales.

Se comprueba que los residuos estudiados, presentan permeabi­lidades superiores a los suelos naturales de granulometrías y plástic^ dades semejantes, lo cual, creemos que se debe a la forma de las par­tículas, esto constituye un tema objeto de investigaciones futuras.

Se ha comprobado, la validez de la aplicación de la teoría unidimensional de Consolidación de Terzaghi a los residuos de lavadero procedentes de las minas españolas, ya que las determinaciones de la permeabilidad y el coeficiente de consolidación por diferentes meto dos han llevado a valores similares. Queda por comprobar la validez de esta aplicación a residuos más finos, tales como las arcillas fos-fáticas y los lodos rojos procedentes del proceso de extracción de alúmina por el método Bayer.

CAPITULO 5

RESISTENCIA AL CORTE DE RESIDUOS BAJO PROCESOS DE CARGA ESTÁTICA

143.

1. EQUIPOS EMPLEADOS

1.1. Tipos de ensayos realizados

Para la determinación de los parámetros de resistencia al cor­te, bajo condiciones de carga estática, se han realizado dos tipos de ensayos:

- Ensayos de Corte Directo

- Ensayos de Corte Simple

El equipo de Corte Directo utilizado ha sido el descrito en el Apéndice B, de tipo convencional, con control de la deformación y posibilidad de medida de resistencia residual.

En cuanto a los ensayos de corte simple, dada la importancia que han tenido dentro del desarrollo de esta tesis y, debido a las modificaciones introducidas en el equipo inicialmente disponible, se describe con detalle a continuación.

1.2. Equipo de corte simple

1.2.1. Antecedentes

Actualmente, existen dos tipos de aparatos de corte simple: el aparato de Cambridge descrito originalmente por ROSCOE (1953) y el aparato del Instituto Geotécnico Noruego N.G.I., desarrollado por Bjerrum y Landva, (1961). El primero de ellos lleva una muestra cuboi-dal dentro de una caja de paredes móviles, mientras que en el segundo la muestra es cilindrica y va rodeada de una membrana de goma reforza­da con anillos metálicos.

La historia comienza cuando KJELLMAN (1951) desarrolla en el Instituto Geotécnico Suizo un aparato capaz de someter a condiciones

144.

de corte simple una muestra de suelo cilindrica, confinada por una membrana y una serie de anillos espaciados. Posteriormente, ROSCOE (1953) desarrolla su caja de corte simple en Cambridge para probetas prismáticas. Finalmente, Bjerrum y Landva (1961) modifican el aparato de KJELLMAN, empleando la membrana de goma reforzada con alambres.

En los últimos años, ambos aparatos han sido modificados para mejorar sus capacidades de toma y registro de datos a fin de permitir la aplicación de cargas cíclicas.

El ensayo de corte simple, reproduce en el laboratorio las condiciones de deformación que tienen lugar cuando una capa de suelo se mueve deslizando sobre otra como resultado de las tensiones cortan­tes que tienen lugar en el contacto. Las condiciones son de deforma­ción plana y corresponden al estado de corte simple esquematizado en la Fig. 5.1.

1.2.2. Descripción

El diseño original del aparato de corte simple, modelo 12 apa­rece en la Fig. 5.2. La muestra a ensayar es confinada por una membra­na de goma reforzada que permite deformaciones verticales, pero no radiales. El refuerzo de la membrana consiste en una espiral de acero enrollada a 25 vueltas por centímetro y con un diámetro de 0,15 mm.

2 La presión radial máxima es de 1,4 Kg/cm . La probeta se coloca en la parte inferior de la caja y se sella con el cabezal de carga, el cual se une a la parte superior de la caja mediante unas mordazas que impiden el giro o cabeceo de la probeta.

La carga vertical se transmite mediante un pistón guiado por unos rodamientos de precisión que reducen la fricción. La aplicación de la carga vertical se hace a través de un tornillo movido por un motor de engranajes, capaz de invertir el recorrido con lo cual se pueden alcanzar grandes deformaciones. Este equipo fué descrito deta­lladamente por OTEO y ESPINACE, (1983).

145.

°~h ^ "

i

0 V

°S

TENSIONES ESTADO INICIAL

CTU

I, tyx '-*

xy

0"h

-yx

" t TENSIONES ESTADO FINAL

í Fig. 5.1.- Estado de deformación correspondiente al corte simple

146 .

IgM&c?'-

tͣto*

"CXIfiSH

Fig. 5.2.- Aparato de Corte Simple sin modificar (1970)

147.

El aparato de corte simple empleado para la realización de los ensayos de esta tesis, se encuentra en el Laboratorio de Geotec-nia de la E .T.S.I.C.C.P. de la Universidad Politécnica de Madrid. Ha sido modificado dos veces con el objeto de permitir la aplicación de cargas cíclicas. Durante la primera modificación se diseñó un equipo de electrónica analógica, el cual tenía severos problemas con los sis­temas de control y elevados tiempos de retardo. Para resolver esto, se cambió la electrónica del sistema, se colocaron amplificadores de señal de 5 Hz y los captadores de señales de control capacitivos se sustituyeron por otros de tipo inductivo. El primer equipo hidráulico de 1 litro limitaba la capacidad de respuesta del aparato, por ello, fué sustituido por otro equipo de 6 litros, de tal forma que ahora la capacidad de respuesta está limitada por la sección del pistón de aplicación de carga horizontal.

Las modificaciones totales llevadas a cabo para permitir la aplicación de cargas cíclicas y estáticas han sido las siguientes:

- Sustitución del anillo de carga y el motor de engranajes por una célula de carga equipada con servoválvula y equipo hidráulico, que permiten la aplicación de cargas estáticas y cíclicas.

- Sustitución del comparador de lectura de movimientos horizontales por un transductor inductivo de gran resolución, para medida y con­trol de las deformaciones horizontales.

- Sustitución del comparador de lectura de movimientos verticales por un transductor de sensibilidad adecuada.

- Conexión de los equipos de toma de datos a un registrador de tres canales, para permitir el registro continuo de las señales proceden­tes de los sensores.

Las Figs. 5.3 y 5.4 muestran el equipo de corte simple, modifi cado en febrero de 1986. Un esquema de las partes del equipo es el siguiente:

148.

1) Muestra, 21 MemUana de goma reforzada, 3) Unidad de carga horizontal chco. 12) l imitador de avance horizontal, 13) Brazo palanca. 141 Pesos para para ensayos a carga constante, 4) Anil lo indicador de carga vertical, aplicar carga vertical, 151-16) Manilla y mecanismo de a|uste para usar en 5) Cü|inete cuOierto. 6) Transductor de deformación vertical. 71 Caja de ensayos con volumen constante, 17) Bloqueador de movimiento honzon deslizamiento, 8) Cojinete cubierto, 9) Célula de carya horizontal o de cor la', '81 Horquil la de transmisión de carga horizontal. 191 Ruedas de la caja le, 101 Transductoc para deformación horizontal , 111 Servoaccionadoi ci de corte

. - Esquema gene ra l de l a p a r a t o de Corte Simple modif icado, 1986

149.

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Fig. 5.4.- Equipo de Corte Simple modificado (Febrero, 1986)

150.

- 1. Módulo 1

- 2. Módulo 2

- 3. Célula de carga

- 4. Captador de desplazamientos horizontales

- 5. Captador de desplazamientos verticales

- 6. Unidad de aplicación de carga vertical

- 7. Unidad de aplicación de carga horizontal

El módulo 1 está formado por los amplificadores de señal y un indicador digital. Los amplificadores de señal son tres, uno para cada canal: fuerza, recorrido y deformación. Los esquemas de los tres, son bastante similares y están formados por un circuito oscilador, capaz de genera una señal de 5 Hz, que excitará el sensor correspon­diente. Al desequilibrar un sensor, se genera una señal que se ampli­fica en alterna y se envía al indicador digital y al registrador inter ñámente, cada canal posee un potenciómetro de ganancia que permite el ajuste de la señal a un valor predeterminado, lo cual facilita el tarado del equipo.

Cada sensor dispone en el panel frontal de los siguientes ele­mentos:

- Un potenciómetro con dial para puesta a cero

- Un potenciómetro sin dial para puesta a cero interna

- Un interruptor-selector de X1-X10

El potenciómetro con dial, no afecta la servoválvula y por tanto, puede ajustarse con el equipo hidráulico encendido. El potenció metro sin dial, afecta el control de la servoválvula, y puede ajustar­se solamente con la electrónica, manteniendo el grupo hidráulico apa­gado. El interruptor X1-X10 permite determinar el orden de magnitud de las medidas a efectuar, lo cual representa una gran utilidad pues permite controlar un rango de valores muy amplio.

151.

Este módulo 1 incorpora un indicador digital, que permite la visualización de los valores de las señales mediante un display de 3/£ dígitos. Es necesario seleccionar la señal a leer, mediante un conmutador.

El módulo 2 se encuentra en el control del equipo y está for­mado por los siguientes elementos: detector de límites, contador de ciclos, generador de funciones, control, servocontrol, posicionador de cero, fuente de alimentación y control del grupo motobomba.

El Detector de límites es un circuito integrado que permite la preselección de valores máximos y mínimos de cada una de las seña­les. Una vez alcanzado alguno de esos valores límites en cualquiera de los sensores se detiene la función, pero se mantiene encendido el equipo hidráulico con lo cual no se producen movimientos bruscos de la probeta. Este sistema permite la realización de ensayos por etapas, así como la programación del ensayo y la parada automática del equipo. En el caso de desear proseguir con el ensayo una vez alcanzado un lími_ te, se modifica el valor en la señal se emplea el pulsador de rearme. Cada uno de los potenciómetros, asociados a cada límite de señal, lle­va una luz luminosa que se enciende al alcanzar el valor límite.

El contador de ciclos posee una resolución de 6 dígitos con un sistema de preselección que actúa como alarma sobre la función, parando el generador de funciones una vez alcanzado el número de ci­clos deseados. Viene equipado con un pulsador de Reset que permite poner el contador a cero en cualquier momento.

El generador de funciones lleva un circuito integrado capaz de generar funciones tipo senoidal, triangular, cuadrado y rampas. Dispone de un selector de funciones y dos potenciómetros digitales para la selección de frecuencias y amplitudes.

El control es un interruptor que nos permite seleccionar el parámetro a gobernar: carga o deformación. Para ensayos estáticos,

152.

el equipo dispone de una rampa digital programable, con selección de sentido que permite la total inversión de los esfuerzos cortantes, permitiendo así ensayar a grandes niveles de deformación.

El rango de velocidades es el siguiente:

- Control por deformación: 0,0001 a 0,999 mm/seg

- Control por carga : 0,01 a 99,9 Kp/seg

La estabilidad de la rampa es del 1% y el error máximo entre canales es del 2%.

El sistema de servocontrol, está formado por tres potencióme­tros: Ganancia, Al Derivativa y Al Integrada, que permiten ajustar la respuesta de la servoválvula frente a la señal de control, aceleran do o retardando la función según la respuesta del ensayo.

En cuanto al posicionador de cero, se trata de un potencióme­tro de cero nivel que permite situar manualmente el pistón en el punto de origen del ensayo. Además, dispone de un conmutador marcha-parada que activa o detiene el ensayo sin desconectar el grupo motobomba, con lo cual se sigue manteniendo el control.

El equipo motobomba incorpora un sistema hidráulico de 6 li­tros de capacidad que se enciende desde el panel de mandos. Acciona el pistón para la aplicación de las cargas o deformaciones cortantes según el control elegido antes de iniciar el ensayo.

La célula de carga admite una carga máxima de 2 T. En control por deformación registra la fuerza que soporta la probeta. En control por carga, es capaz de aplicar una rampa de carga continua.

El captador de desplazamientos horizontales es un transductor inductivo de gran precisión, con un error menor de ■+ 1%, alta capaci­dad de respuesta en la medida de movimientos rápidos o muy lentos, con un recorrido de ¿ 20 mm dependiendo de la posición inicial en la que se sitúe.

153.

El captador de desplazamientos verticales en un transductor de gran sensibilidad pero de menor capacidad de respuesta.

La unidad de aplicación de carga vertical está formada por la base, un bastidor rígido que transmite la carga y una palanca ajus-table. La carga aplicada en la palanca se transfiere a un pistón que desliza entre rodamientos de precisión. El pistón a su vez, transfiere la carga al bloque rígido que está en contacto con el cabezal de carga

La unidad de carga horizontal está constituida por un pistón hidráulico, unido a la célula de carga que, a su vez, transmite la carga a otro pistón, provisto de rodamientos de precisión y que conec­ta con la horquilla de la caja de corte.

El funcionamiento del equipo, se inicia con la conexión a la red del sistema electrónico, la cual debe dejarse calentar durante unos 15 minutos para evitar problemas de derivar en las resistencias. Luego debe verificarse que el equipo esté en control. Antes de conec­tar el grupo motobomba, es necesario verificar lo siguiente:

l9) Seleccionar los valores iniciales de los amplificadores de carga y recorrido que mejor se ajusten al ensayo a realizar. Esto se hace con la ayuda de los potenciómetros y el indicador digital.

2°) Seleccionar los valores límites de las señales para la ejecución automática del ensayo.

39) Escoger el tipo de control: carga o deformación según el ensayo a realizar. Una de las innovaciones del equipo es que este control puede variarse una vez encendido el grupo motobomba, lo cual es una gran ventaja, pues permite el ajuste de la posición cero en control por deformación y luego puede realizarse el ensayo en con­trol por carga sin movimientos del pistón.

154.

45) En el generador de funciones, debe escogerse el tipo de función a realizar: rampa, triángulo, seno o cuadrado.

Una vez encendido el grupo motobomba, se coloca la probeta, se ajusta el cabezal superior a la caja de corte. Se selecciona el tipo de ensayo; Control de deformación o control por carga y luego se ajusta la velocidad y el sentido de la rampa a aplicar. Las funcio­nes dinámicas se explicarán en el Capítulo 6.

1.2.3. Análisis del estado tensional e interpretación del ensayo

Al iniciar el ensayo, las tensiones principales son conocidas:

Al incrementar el esfuerzo cortante (í-xy), las tensiones principales rotan y varían su valor. Por lo tanto, la, interpretación de los resul­tados del ensayo, está condicionada a la medida de todas las fuerzas que actúan sobre la probeta con sus respectivas excentricidades, lo cual solo es posible en equipos muy sofisticados. Para el caso de equi_ pos más sencillos, capaces de medir el esfuerzo vertical (<5V ), el esfuerzo cortante ( £xy) y las deformaciones verticales y horizontales, ( ¿ v y¿h) es necesario establecer alguna hipótesis adicional sobre la falla de la probeta.

Bjerrum y Landva, (1961) asumieron como hipótesis que la mues­tra fallaba cuando sobre el plano horizontal actuaba el máximo esfuer­zo cortante. Esto no se ajusta a la realidad, puesto que antes de fa­llar el plano horizontal, la tensión de rotura puede haberse alcanzado en otros planos.

Aplicando las ecuaciones de Saint Venant, para el estudio de la distribución de esfuerzos en el interior de la probeta, se concluye que la hipótesis de Bjerrum y Landva es inadmisible, pues implica que

155.

la probeta no sufre deformaciones laterales durante el corte, para lo cual sería necesario disponer de una membrana capaz de aplicar ten­siones radicales variables con la altura. Esto es imposible tanto para membranas rígidas como para membranas flexibles.

ROSCOE et al., (1967) encontraron que una vez que la probeta se deforma en estado plástico, los ejes principales de incremento de tensiones y deformaciones coinciden. Esto ha sido comprobado por otros investigadores como STROUD (1971) y BUDHU y WOOD (1979).

WOOD et al (1980) han desarrollado su modelo de interpretación, basado en los resultados obtenidos a partir de equipos muy sofistica­dos, que permiten la determinación del estado tensional completo. Las dos hipótesis de partida, cuya validez comentaremos más adelante, son las siguientes:

- La distribución-de tensiones en el tercio central de la probeta es uniforme.

- Se alcanza la condición crítica, para la cual los planos principales de incremento de tensión y deformación coinciden ((^ = 45°).

La relación de esfuerzos R = <--yx/^y para el tercio central, varía durante el proceso de corte en función del ángulo ( y ) que for­me el plano principal de incremento de tensión con el plano horizon­tal, según la ecuación:

La Fig. 5.5 muestra esta relación para la arena Leighton--Buzzard. En estado crítico (jt4 45°) , tenemos:

/?= Se* &v^ &

156.

tang. \f/

Fig. 5.5.- Relación lineal entre &#/ ^ y tg deducida de los ensayos realizados por WOOD et al. (1979) con la arena de Leigthon y Buzzard (Jí^es el ángulo entre la dirección de (JZ . y la -vertical)

157.

El análisis del círculo de Mohr, nos lleva a las siguientes expresiones:

Al inicio del ensayo, R = 0, por tanto:

ü - y- A = &

Al alcanzar el valor residual, se asume ¥^ = 45° y puede obtenerse el valor de k (k = R = Cxy/CTy).

Todo esto sugiere que al principio del ensayo, cuando R y son muy bajos, los puntos se ubican fuera de la recta. Además, sería

necesario un incremento brusco de las tensiones para satisfacer la ecuación: R = k tan&A Sin embargo, para deformaciones angulares del orden del 30%, las hipótesis son válidas y pueden aplicarse perfecta­mente.

Este método subestima entre un 10% y un 15% la relación de tensiones en el tercio central.

SHEN et al., (1978) realizaron un análisis de elementos fini­tos en medio elástico e isótropo, encontrando que la mayor parte de las no-uniformidades en la distribución de las tensiones tiene lugar en los extremos de la probeta. Sin embargo, las tensiones y deforma­ciones en el tercio central de la probeta, pueden considerarse unifor­mes .

158.

La distribución de los esfuerzos verticales, no es uniforme durante el ensayo. En arenas densas, esta no uniformidad, se debe a la dificultad de asentar perfectamente el cabezal de carga mientras que en arenas sueltas, se debe a pequeños colapsos de la estructura debidos a las deformaciones de la membrana. La distribución más uni­forme ocurre en arcillas rígidas.

CASAGRANDE (1976), encontró que la no uniformidad en la distri_ bución de esfuerzos y deformaciones causa la falla progresiva de las probetas. Este hecho ha sido observado por otros investigadores como SAADA y TOWNSED, (1983), OTEO y ESPINACE, (1983), STROUD, (1981).

159.

2. METODOLOGÍA

2.1. Preparación de probetas

2.1.1. Técnica Ne 1: Vertido por sedimentación

Se han empleado tres técnicas para la preparación de las prob£ tas en los diferentes equipos de ensayo:

La primera técnica ha sido la de vertido por sedimentación. En ella se prepara una suspensión de lodos a la concentración deseada y se vierte en el molde de ensayo, dejando sedimentar el lodo. Poste­riormente se retira el agua sobrenadante y se enrasa la probeta, que­dando lista para el ensayo. Esta técnica requiere del sellado del mol­de a fin de impedir el escape de los lodos y el agua por los orificios de drenaje. Además, es necesario tener especial cuidado en el caso del aparato de corte directo, pues al retirar el sellante en el contac to de las dos mitades de la caja, a veces, se produce una fluencia con arrastre de material que debilita la zona de corte. Generalmente este problema se resuelve esperando un tiempo adecuado para garantizar que ha ocurrido la sedimentación completa del lodo. En el aparato de corte simple esta técnica no se ha podido emplear con éxito, pues por falta de rigidez de la membrana, las muestras explotaban al ser carga­das verticalmente. El problema fundamental de esta técnica está en garantizar que la eliminación del agua sobrenadante ha sido hecha co­rrectamente, lo cual es más difícil a medida que los residuos son más finos, pues se forma una película de agua superficial que no puede extraerse sin alterar la muestra sedimentada. La Fig. 5.8 ilustra la técnica en el aparato de corte directo. El procedimiento detallado en este caso es el siguiente:

1. Calcular la cantidad de suelo necesaria para la altura de probeta prevista.

2. Preparar y homogeneizar la suspensión de lodos.

160 .

CINTA AISLANTE

GOMAS PARA FIJACIÓN

TANQUE TRANSPARENTE PARA SEDIMENTACIÓN

TORNILLO. FIJADOR

GOMA PARA SOPORTE

GRASA DE SILICONA

CAJA DE CORTE DIRECTO

SOPORTE PARA GOMAS

Fig. 5.6.- Esquema de preparación de probetas con la técnica ne 1. En el aparato de corte directo

161.

3. Sellar la caja de corte con cinta aislante o material similar.

4. Ajustar el molde vertical para permitir la sedimentación.

5. Verter la suspensión y dejar sedimentar.

6. Extraer el agua en exceso.

7. Retirar el molde vertical.

8. Enrasar la probeta.

9. Retirar la cinta aislante del plano de corte.

10. Ensayar la probeta.

2.1.2. Técnica N9 2: Vertido en seco a la densidad mínima

En este caso se vierte el material seco sobre el molde de ensa yo con la ayuda de un embudo dejando caer el suelo con una altura de caída libre nula, posteriormente se enrasa la probeta y se deja satu­rar, quedando así lista para iniciar el ensayo que se desee. Esta téc­nica produce muy buenos resultados en residuos arenosos y limo-areno­sos; no así en fracciones arcillosas. La reproducción de las densida­des se logra con bastante precisión siempre y cuando el procedimiento se haga sistemáticamente.

2.1.3. Técnica N9 3: Amasado

En esta técnica las probetas se fabricaban por amasado a una humedad igual o superior al límite líquido. Colocándose después la muestra en el molde. Esta técnica no ha dado buenos resultados, pues en residuos finos (arcillas y limos) se forman oquedades que no pueden controlarse y en residuos gruesos (arenas y limos-arenosos) se segrega

162.

el material al colocarlo en el molde. Debido a estas razones, las den­sidades no se repiten de manera aceptable y por lo tanto, esta técnica aunque ha sido empleada en esta investigación para algunos de los resi dúos estudiados, no se recomienda para trabajos rutinarios pues exige controles muy estricto sobre las densidades iniciales.

Estas técnicas permiten la reproducción de bajas densidades en las probetas. Algunos investigadores han empleado procedimientos de compactación que se traducen en densidades superiores.

Una vez preparadas las probetas, éstas deben saturarse antes de ser ensayadas, para lo cual suelen dejarse durante 24 horas con una presión de 0,1 Kg/cm2.

2.2. Ensayos sin consolidación y sin drenaje (U-U)

El objetivo de estos ensayos es determinar las envolventes de la resistencia al corte que gobiernan el comportamiento del suelo en procesos de carga rápida. Las tensiones cortantes se aplican a una velocidad tal que no es posible que la probeta drene, y por tanto, se producen excesos de presiones intersticiales durante el corte.

Una vez preparada y saturada la probeta, el procedimiento de ensayo consiste en aplicar la carga vertical y cortar rápidamente. La resistencia al corte que se desarrolla es debida a la "cohesión aarente (Cu) producto de la resistencia del agua a fluir entre los espacios varios del material.

La Tabla 5.1 presenta las velocidades de corte empleadas en los diferentes ensayos realizados. Se ha preferido el empleo de la máxima velocidad admisible por el sistema de engranajes de la caja de corte directo en lugar de aplicar manualmente una velocidad mayor, puesto que, en este último caso, la velocidad.de corte no es uniforme a lo largo de todo el ensayo y esto afecta los resultados obtenidos

163.

MUESTRA VELOCIDAD VELOCIDAD CORTE DIRECTO CORTE SIMPLE

mm/mi mm/s

L 1,22 5,4

G 1,22

F - 1 , 2 2

1 1,34

4 1,34

7 1,34 5,4

8 1,34 5,4

Tabla 5.1.- Velocidades de corte en ensayos no drenados para las diferentes muestras ensayadas

164.

en cada prueba, a la vez que es mucho más difícil reproducir condicio­nes de corte análogas en distintas probetas.

En este tipo de ensayos con el aparato de corte directo, la técnica de preparación de probetas NQ 2, resulta la más adecuada, pues_ to que las densidades iniciales se repiten bastante bien. La técnica ¡M9 1, permite que se produzca un escape de agua y material a través del plano de corte, desde el momento en que se retira la cinta aislan­te del contorno y hasta que se inicia el ensayo. Este problema se ha intentado solucionar colocando un material sellante que no afecte el corte de la probeta, para ello se han empleado grasas de silicona y vaselina, pero los resultados obtenidos no han sido del todo satisfac­torios, pues si bien se ha logrado una reducción de la pérdida de mat£ rial, ésta no ha sido total y por lo tanto, el plano de corte, puede debilitarse produciendo así resultados inferiores a los reales. Los mayores problemas, tuvieron lugar sobre la muestra L del Sitio 1, la cual fué imposible de ensayar en corte sin consolidar y sin drenar.

2.3. Ensayos parcialmente drenados

El objetivo de estos ensayos parcialmente drenados es determi­nar la variación de la envolvente de resistencia al corte, a medida que aumenta el grado de consolidación de los lodos. Esto tiene gran importancia en el diseño de las presas de residuos, pues el aumento de la resistencia al corte del suelo, se traduce en un aumento de la estabilidad de los terraplenes que constituyen el dique de cierre peri_ metral. Al tratarse de obras que se construyen por etapas, el tiempo transcurrido entre un recrecimiento y el siguiente puede permitir que se haya alcanzado un estado más favorable para las propiedades resis­tentes de los lodos.

Los ensayos se han realizado con el equipo de corte simple, siguiendo el procedimiento que a continuación se detalla:

1. Se prepara la probeta según la técnica N2 2.

165.

2. Se inunda la probeta, con un contrapeso de 50 g, equivalente a una presión vertical de 0,02 Kg/cm .

3. Se aplica la carga vertical durante un tiempo determinado, a fin de que se produzca una fracción de la consolidación previamente seleccionada. El cálculo de este periodo de tiempo, se hace emplean do la fórmula de Gibbs y Holtz:

4. Una vez que se ha desarrollado ese grado de consolidación, se ini­cia el corte de la probeta sin drenaje, con velocidades iguales a las aplicadas en el caso anterior.

Se han realizado ensayos al 60 y al 80% de consolidación sobre muestras procedentes de los Sitios 1 y 2. Para la interpretación de estos ensayos se ha supuesto que el drenaje ocurre únicamente a través de las piedras porosas superior e inferior.

2.4. Ensayos drenados

El objetivo de los ensayos drenados es determinar las envolven tes de resistencia al corte, en términos de tensiones efectivas. Para ello, el proceso de aplicación de las tensiones tangenciales debe hacerse a una velocidad tal que se puede garantizar que no se desarro­llan presiones intersticiales. La determinación de esta velocidad se hace aplicando la fórmula de Gibbs y Holtz con los parámetros de conso lidación adecuados.

La muestra, una vez preparada e inundada, se deja consolidar bajo la acción de una carga vertical durante 24 horas, verificando que la consolidación haya concluido antes de iniciar el corte de la probeta.

Dado que las muestras presentaban diferentes propiedades, las velocidades de ensayo eran distintas. La Tabla 5.2 presenta los valo­res de las velocidades de corte.

166 .

MUESTRA VELOCIDAD VELOCIDAD CORTE DIRECTO CORTE SIMPLE

mm/mi mm/seg

L 0 , 0 1 8 1 0 , 0 0 1 8

G 0 , 0 1 8 1 0 , 0 0 1 8

1 0 , 0 9 0 4

• 4 0 , 0 9 0 4

7 0,00100 0,0018

8 0,00100 0,0018

Tabla 5.2.- Velocidades de corte en ensayos drenados para las diferentes muestras ensayadas

167.

Se han realizado ensayos en los aparatos de corte directo y de corte simple sobre muestras procedentes de los Sitios 1 y 2.

La velocidad de corte real en el equipo de corte directo es inferior al valor señalado, pues el anillo de carga absorbe una parte de la deformación que, al principio del ensayo, es mayor y se va redu­ciendo a medida que se va alcanzando el valor de la resistencia resi­dual, de tal forma que el corte no ocurre a velocidad constante duran­te todo el proceso. Esto no ocurre así en el aparato de corte simple, en el cual la carga es medida mediante una célula de carga y por lo tanto, toda la deformación es transmitida a la probeta.

La muestra F, procedente del Sitio 1, no pudo ser ensayada, debido a las dificultades que se plantearon con su preparación.

168.

3. ENSAYOS REALIZADOS

3.1. Ensayos de corte directo

Se han realizado ensayos de corte directo sobre muestras proc£ dentes de los Sitios 1 y 2, en condiciones drenadas y no drenadas. El Apéndice D presenta las características y resultados de los ensayos.

La densidad relativa de las probetas oscila entre el 30 y el o

40%. La densidad seca inicial es del orden de 1,13 g/cm y la humedad final está comprendida entre el 20 y el 25%.

Los ensayos consolidados-drenados del material que pasa por el tamiz nQ 200, no pudieron realizarse debido a que el material fluía durante el proceso de consolidación, con considerable pérdida del mis­mo. Durante los ensayos no drenados este proceso fué más fácil de con­trolar, debido a que se realizaban muy rápidamente.

El ángulo de rozamiento efectivo (0') es elevado y el comporta miento es característico de una arena floja, tal como muestra la Fig. 5.7, en la que puede observarse la reducción apreciable del volumen de la probeta durante el proceso de corte (de más del 15%) . La máxima resistencia se alcanza para deformaciones superiores a los 7 mm, lo cual supone casi el 12% de deformación; estos valores son bastante elevados si comparamos con otros materiales que suelen alcanzar esta resistencia antes. En cualquier caso, el valor de la tensión de rotura se ha limitado al correspondiente a un 10% del lado de la probeta, siempre que se hubiera alcanzado antes.

Las Tablas 5.3 y 5.4, resumen los resultados obtenidos sobre las muestras del Sitio 1. En la 5.4, dado que se podía admitir que no habría cohesión efectiva, se ha podido estimar 0' con una sola pro beta. Destaca en primer lugar la escasa diferencia entre los paráme­tros de resistencia al corte en condiciones drenadas y no drenadas. Se pensó que se debía al hecho de que el drenaje era muy rápido a pe-

o>

< u z LLI

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< u z UJ

O z < z O V) z UJ

DEFORMACIONES EN mtn

Fig . 5 . 7 . - Resul tados de ensayo de c o r t e d i r e c t o

170.

DENSIDAD DENSIDAD TENSIONES (g/cm3) RELATIVA (%) (Kp./cm2) Cu 0U

REFERENCIA INICIAL FINAL INICIAL FINAL CT' C^ot (Kp/cm2) (°)

1,15 1,15 33 33 0,76 0,65 L 1,15 1,15 33 33 1,50 1,35 O 39

1,15 1,15 33 33 3,00 2,44

1.12 1,13 28 28 0,76 0,85 L más gruesa 1,13 1,13 28 28 1,50 1,27 O 39

1.13 1,13 28 28 3,00 2,66

1,13 1,15 28 33 0,76 0,68 G 1,13 1,15 28 33 1,50 1,42 O 38

1,13 1,23 28 46 3,00 2,29

1,00 1,01 8 10 0,30 0,30 F 1,00 1,01 8 10 0,62 0,64 O 39

1,00 1,01 8 10 1,00 0,89

TABLA 5.3.- Resultados de ensayos de corte directo no consolidado>-no dre nado sobre muestras procedentes del Sitio 1.

171.

DENSIDAD DENSIDAD (g/cm3) RELATIVA (%)

REFERENCIA INICIAL FINAL INICIAL FINAL

0,96 0,96 8 8 1,00 0,60 0 30 L 1,07 1,08 20 21 1,50 1,20 0 35

1,24 1,25 48 49 3,00 2,12 0 38

1,060 1,065 18 19 1,00 0,69 0 32 G 1,130 1,136 28 30 1,50 1,14 0 36

1,295 1,300 57 57 3,00 2,02 0 38

TABLA 5.4.- Resultados de ensayos de corte directo consolidados-drena-dos sobre muestras procedentes del Sitio 1.

TENSIONES (Kp/cm2) C 0' ' r . (Kp/cm2) (o) (y v <-rot

172.

sar del ensayo no drenado, lo cual se ha comprobado al calcular el grado de consolidación que se producía en las probetas, (se estimó que éste era del orden del 70%) y, por lo tanto, la escasa diferencia entre ambos valores, se debe a este fenómeno. Se hicieron entonces intentos de reducir esta disipación de presiones intersticiales, para poder medir los parámetros en condiciones no drenadas, para lo cual se empleó una grasa de silicona que impedía el flujo del agua, pero, aun así, ésta escapaba y por lo tanto, se trata de una limitación del aparato de ensayo, que no es capaz de simular condiciones no drenadas en materiales de carácter arenoso.

Es decir, los ensayos "sin drenaje" en las muestras arenosas están parcialmente drenados, con un grado de consolidación en rotura del orden del 70%.

Se han realizado ensayos de corte directo bajo condiciones drenadas y no drenadas sobre las muestras 1, 4, 7 y 8, procedentes del Sitio 2. En el Apéndice D se presentan las características de to­dos los ensayos realizados.

Las muestras presentaban densidades secas iniciales variables según sus pesos específicos. La humedad inicial variaba entre el 40 y el 45%, mientras que la humedad final oscilaba entre el 15 y el 35%, según la cantidad de arena presente.

Las Tablas 5.5 y 5.6 resumen los resultados obtenidos durante la realización de estos ensayos. Se observan marcadas diferencias en­tre los parámetros de resistencia al corte en condiciones drenadas y no drenadas, que serán estudiados con más detalle en los apartados siguientes.

La Fig. 5.8, muestra las envolventes drenadas de las diferen­tes muestras ensayadas. Destacar la menor resistencia al corte de los lodos en relación con las arenas, permite la definición de los paráme­tros de resistencia al corte según la granulometría, tal como sigue:

MUESTRA 0~v(Kg/cm2) C (Kg/cm2) C (Kg/cm2) 0 (°)

1,5 0,98 1 2,0 0,98 0,02 33

1,25 0,94

1,00 0,70 4 1,50 0,90 0,10 28

1,25 0,77

1,00 0,16 7 1,20 0,26 0,175 5

1,50 0,29

1,00 0,10 8 1,25 0,10 0,125 0

1,50 0,13

Tabla 5.5.- Resultados de ensayos de corte directo no consolidados no drenados sobre muestras procedentes del Sitio 2

174.

MUESTRA 0~' (Kp/cm2) £" (Kp/cm2) C (Kp/cm2) 0'(°)

0,8 0,70 1 1,0 0,81 0,12 35

1,5 1,19

1,0 0,66 4 1,5 0,93 0,00 34

2,0 1,34

0,8 0,43 7 1,0 0,53 0,00 28,0

1,5 0,80

0,8 0,49 8 1,2 0,66 0,00 27,00

1,5 0,81

Tabla 5.6.- Resultados de ensayos de corte directo consolidadDS-drenados sobre muestras procedentes del Sitio 2

TENSIONES VERTICALES, CT. EN Kg/cní

Fig . 5 . 8 . - Envolventes de Mohr-Coulomb para d i f e r e n t e s mater i en condic iones drenadas

176.

Arenas : 0' = 25-40°; C Limos : 0' = 32-35 ; C Arcillas (lodos): 0' = 26-29 ; C

Estos valores nos llevan a concluir que la resistencia al cor­te de los lodos depende mucho de la granulometría de los mismos. Los materiales más finos presentan rozamientos efectivos medios unos 10° más bajos que las muestras más arenosas.

3.2. Ensayos de corte simple

Se han realizado ensayos de corte simple consolidados y drena­dos sobre las muestras M-7 y M-8, procedentes del Sitio 2 y sobre las muestras L y G, procedentes del Sitio 1. Además, se han realizado ensa yos de corte simple a diferentes grados de consolidación sobre las muestras L y M-7, con el fin de estudiar la variación de la resisten­cia al corte a medida que progresa la consolidación.

En primer lugar, analizamos los resultados obtenidos con las muestras procedentes del Sitio 1. Las Figs. 5.9 y 5.10 muestran los resultados obtenidos a partir de ensayos consolidados-drenados. Se observa que el agotamiento de la resistencia tangencial de las probe­tas ocurre para deformaciones angulares del orden del 20% o más. El comportamiento del material es el de una arena floja, lo cual se dedu­ce de la reducción continua del volumen de la probeta durante el cor­te. La Tabla 5.7 resume las características de los ensayos y presenta los valores de los parámetros de resistencia al corte, donde puede verse que al ensayar la muestra G (sin finos el rozamiento es 3° menor que la muestra total; debido a que la muestra queda algo más floja por la falta de finos, a pesar de usar la misma técnica de preparación (vertido).

Sin comparamos estos resultados con los obtenidos en el caso anterior (corte directo) podemos concluir que la envolvente de rotura correspondiente al ensayo de corte simple genera parámetros más altos

= 0 Kg/cm = 0 Kg/cm2 = 0 Kg/cm2

177.

MUESTRA .- L SITIO : 1

TIPO DE ENSAYO : CONSOLIDADO- DRENADO

< 3

UJ O

Z O s o x

Z

10 20

DEFORMACIÓN ANGULAR, ^ (%)

+ 8

♦ 6

> > <3 + 2

5 - i

O > UJ O O 2 -4 S < u

- 6

- 2

-8 10 20 DEFORMACIÓN ANGULAR, y (%)

30

FIG. 5.9 .- RESULTADOS DE ENSAYO DE CORTE SIMPLE

2,0

MUESTRA: G SITIO : 1 1?a-

TIPO DE ENSAYO : CONSOLIDADO-DRENADO

3 '

<

*-O ac UJ

O

Z O

O x

z ui

1,0

0 " v = 1,06 Kg/cm

0~ v = 2,04 Kg/cm2

CTV = 3,06 Kg/an-

10 20

DEFORMACIÓN ANGULAR, í f ( % )

30

T O

♦ 6

£ ♦ 4 > > < *2 z* UJ

O

o O 2 - 4 5 < u

- 6

-a 10 20 DEFORMACIÓN ANGULAR, y (%)

30

FIG. 5. io.- RESULTADOS DE ENSAYO DE CORTE SIMPLE

179.

MUESTRA DENSIDAD DENSIDAD DrQ Drf (j~v ZLrot C 0' INICIAL FINAL (%) (%) (Kp:/cm2) (°) (g/cm3) (g/cm3)

1,259 1,479 50,7 86,7 1,060 0,681 L 1,192* 1,463 42,4 84,1 2,030 1,226 0 38

1,240 1,424 47,5 77,7 2,435 1,487

1,126 1,246 28,9 48,5 1,060 0,596 G 1,132 1,390 29,8 72,1 2,048 1,164 0 35

1,136 1,496 30,5 89,5 3,055 1,760

(*) Esta muestra, de menor densidad, no influye en el resultado obteni­do para 0'.

TABLA 5.7. Resultados de los ensayos de corte simple consolidado-drena-do sobre muestras procedentes del Sitio 1.

180.

de resistencia; así, el ángulo de rozamiento interno efectivo (0') del ensayo de corte directo es 0' = 35°, mientras que el ensayo de corte simple, nos da un valor de 0' = 38°, debido a las simplificado nes que se introducen en el ensayo de corte directo al determinar la envolvente de Mohr-Coulomb.

La relación entre la tensión tangencial de rotura (C r ) y el esfuerzo vertical (CTn en condiciones residuales (R = £-„/<T ') varía

v . r v entre 0,60 y 0,64 para la muestra L y entre 0,56 y 0,57 para la mues­tra G, seguramente por el hecho de que, a igualdad de sistema de prepa ración de las probetas, la ausencia de finos lleva a densidades meno­res.

Las densidades secas iniciales de la muestra L variaban entre 1.17 y 1.25 g/crn y entre 1.12 y 1.13 g/cm^ para la G. Estas magnitu­des son bastante próximas a las obtenidas en los ensayos de corte di­recto .

La Fig. 5.13, presenta las envolvente de tensiones residuales, obtenidas al aplicar el método de Wood y otros para el cálculo de las tensiones principales, descrito con anterioridad.

Sobre la muestra L se realizaron, además, ensayos de corte simple a diferentes grados de consolidación. La Tabla 5.8, resume los resultados obtenidos, los cuales serán comentados en mayor detalle en el apartado 3.3. En el Apéndice D aparecen los resultados de cada uno de estos ensayos, con sus respectivas envolventes de tensiones residuales.

La relación entre la tensión tangencial de rotura ( -r ) y la tensión vertical {<J~' ) de la muestra L en condiciones residuales, para el caso no drenado, varía también entre 0,60 y 0,66, lo cual signifi­ca que, una vez alcanzada la condición crítica en la etapa de cor­te, éste prácticamente no depende de las condiciones de drenaje duran­te el mismo. No se ha observado la dependencia de esta relación con

MUESTRA : l SITIO: 1 TIPO DE ENSAYO : CORTE SIMPLE CONSOLIDADO-DRENADO

TENSIONES PRINCIPALES, OY.O-j EN Kg/cm

-ENVOLVENTE DE ROTURA

MUESTRA = G(RET. TAMIZ 200) SITIO: 2 TIPO DE ENSAYO : CORTE SIMPLE CONSOLIDADO-DRENADO

TENSIONES PIMNCIPALES , CT,', CTj EN Kg/cm

ENVOLVENTE DE ROTURA

5.13.- Envolvente de tensiones residuales para muestras procedentes del Sitio 1. Ensayos de corte simple consolidados-drenados

182 .

REFERENCIA DENSIDAD DENSIDAD DrQ D r f ( J ~ v C " r o t C 0 INICIAL FINAL (%) (%) (Kp/cm2) ( ° ) (g/cm3) (g /cm 3 )

1 ,241 1 ,403 4 7 , 7 7 4 , 3 1,060 0 , 7 0 4

U - U 1 ,241 1 ,353 4 7 , 7 6 6 , 1 0 , 3 7 7 0 , 2 5 0 0 , 3 2 22

1 ,263 1 ,440 5 1 , 3 8 0 , 3 1 ,366 0 , 8 1 8

1 ,437 4 7 , 4 7 9 , 8 1,060 0 , 7 6 1

1,414 54,9 76,1 0,377 0,420 0,20 35 1,464 47,7 84,3 1,366 1,02

TABLA 5.8.- Resultados délos ensayos de corte simple parcialmente drena dos sobre la muestra L, procedente del Sitio 1.

C(60%)-U

1 ,239

1 ,285

1 ,241

183.

el nivel de tensión vertical, tal como señalan OTEO y ESPINACE (1983) en su estudio sobre el comportamiento de los rellenos de arena de miga de Madrid, pero, aunque en ambos casos se trate de un material granu­lar, las diferencias en densidad son notables, pues el estudio de la arena de miga se refiere a un material compactado al 95% de la máxima densidad Proctor, mientras que la muestra de lodos tiene una densidad del orden del 60% de la máxima y se comporta como una arena floja.

Analicemos ahora, los resultados obtenidos al ensayar las mués tras M-7 y M-8, procedentes del Sitio 2, con las que se realizaron ensayos de corte simple consolidados y drenados.

La Tabla 5.9, resume los resultados de estos ensayos, puede verse en ella que se han obtenido valores del ángulo de rozamiento interno superiores a los de los ensayos de corte directo, como era de esperar. Las densidades secas iniciales varían entre 1,32 y 1,36 g/cm y, en esas condiciones, la relación de tensiones (R = ro-\-/^~' ) en condiciones residuales, varía entre 0,52 y 0,55 para la muestra M-7 y entre 0,46 y 0,56 para la muestra M-8.

Las Figs. 5.14 y 5.15 muestran los resultados de los ensayos. De ellas se desprende que la deformación angular para alcanzar condi­ciones residuales en las probetas es del 15%, inferior a la necesaria en las muestras procedentes del Sitio 1, donde era preciso alcanzar al menos el 20% de deformación.

La Fig. 5.16, muestra las envolventes de tensiones residuales que corresponden a los dos materiales ensayados.

Se realizaron, además, ensayos parcialmente drenados sobre la muestra M-7. Los resultados obtenidos y las características de es­tos ensayos aparecen en el Apéndice D y, posteriormente, son descritos con más detalle en el apartado 3.3. La Tabla 5.10, resume los resulta dos de estos ensayos.

184.

REFERENCIA DENSIDAD DENSIDAD 0~^ = (J~ ¿Txy C 0 INICIAL INICIAL (Kp/cm2) (°) (g/cm3) (g/cm3)

1,343

1.363

1*343

1,831

2,035

2,098

0,656

1,644

2,04

0,363

0,863

1,056

M-7 1,363 2,035 1,644 0,863 0,00 32

1,315 1,943 0,845 0,477

1,333 • 1,940 1,060 0,520 M-8 0,16 23

1,337 1,992 1,455 0,704

1,324 2,171 2,048 0 950

Nota :No se han definido valores de densidades relativas, por tratarse de un material no granular.

TABLA 5.9.- Resultados de ensayos de corte simple consolidados-drenados sobre muestras procedentes del Sitio 2.

REFERENCIA DENSIDAD DENSIDAD ° V Zrot 0 INICIAL FINAL (Kp/cm 2 ) (Kp/cm 2 ) ( ° ) ( g / c m 3 ) (g /cm 3 )

1 ,349 1 ,433 0 , 6 5 6 0 , 5 9 0

1,257 1 ,407 1 ,060 0 , 6 1 3 0 , 5 4 4

1 ,337 1,419 1 ,851 0 , 5 5 6

1 ,395 1 ,431 2 , 0 1 0 0 , 6 8 1

0,386 0,545 0,12 17 0,693

1,450 1 ,410 0 , 6 3 7

1 ,440 1 ,030 0 , 5 7 8 0 , 6 4 0

1 ,445 2 , 0 2 0 0 , 6 3 7

TABLA 5.10.- Resultados de los ensayos de corte simple parcial mente drenados sobre la muestra M-7 procedente del Sitio 2

M-7 U = 60%

1,328

1 ,347

1 ,347

1 ,444

1 ,433

1 ,468

1,030

1 ,635

2 ,020

M-7 U - U

1 ,336

1 ,331

1 ,327

MUESTRA: M-7 SITIO : 2 1 8 6"

TIPO DE ENSAYO : CONSOLIDADO-DRENADO

3

<

o

Z O M

o X

Z

10 20

DEFORMACIÓN ANGULAR, )f (%)

t «

' O

2 .4 > > < +2 Z~ Ui i ° —I

O

o g m "4 S < u

- 6

- a 10 20 DEFORMACIÓN ANGULAR, f (%)

30

FIG. 5.14 .- RESULTADOS DE ENSAYO DE CORTE SIMPLE

2,0

3

< ce 3

Z O M ec O X

(O Z

1,0

MUESTRA .- M-8 SITIO : 2 1 8 7 -

TIPO DE ENSAYO : CONSOLIDADO-DRENADO

2 O". . = 1 4S£ i K n / c m

OT s 2 0 4 K o / c m

2 <T . . s 1 0<S Ka/rm

f T „ = 0845 K o / r m 1 \

i \ ^ ^

'1 \

10 20

DEFORMACIÓN ANGULAR, tf (%)

30

10 20 DEFORMACIÓN ANGULAR, y (%)

30

FIG. 5.15 .- RESULTADOS DE ENSAYO DE CORTE SIMPLE

188.

MUESTRA : M-8 SITIO : 2 TIPO DE ENSAYO: CORTE SIMPLE CONSOLIDADO-DRENADO

2 ■

T E N S I O N E S P 8 I N C I P A I E S , O", , CT"j EN Kg/cm

-ENVOLVENTE DE ROTURA

MUESTRA : M - 7 SITIO: 2 TIPO DE ENSAYO: U« 1 0 0 %

\ \ 7 3

TENSIONES P R I N C I P A L E S , O",', c r j EN Kg/cm

- ENVOLVENTE DE ROTURA

5.16.- Envolventes en tensiones residuales para muestras procedentes del Sitio 2. Ensayos de corte simple consolidados-drenados

189.

3.3. Variación de los parámetros de resistencia al corte con el grado

de consolidación

A medida que progresa la consolidación de los residuos en la balsa, las propiedades de resistencia al esfuerzo cortante van "mejo­rando" debido a la disipación de presiones intersticiales que se va produciendo, lo que se traduce en una mayor presión efectiva media y en un aumento de densidad.

La velocidad de consolidación depende fundamentalmente de la permeabilidad de los residuos y de las condiciones de drenaje. Por lo tanto, estas variaciones de los parámetros de resistencia al corte serán más notorias a medida que estos materiales tengan mayor facili­dad para expulsar el agua de sus huecos.

Para evaluar estos cambios de la resistencia aparente, se han realizado ensayos de corte rápido partiendo de muestras ya consolidadas parcialmente bajo carga vertical.

Las Figs. 5.17 y 5.18 muestran los resultados obtenidos al ensayar en el aparato de corte simple materiales de distinta granulóme tría, procedentes de los Sitios 1 y 2, sometidos a ensayos con diferen tes grados de consolidación: 0%, 60%, 80% y 100%. En ellas se ha repre sentado la variación de la cohesión y del rozamiento en rotura rápida, y en función de dicho grado de consolidación.

Los materiales más arenosos, procedentes del Sitio 1, alcanzan el 90% de su ángulo de rozamiento máximo al 60% de la consolidación; en tanto que los materiales más finos, procedentes del Sitio 2, alcan­zan el 90% de su rozamiento máximo para el 94% de la consolidación.

En la Fig. 5.19 se han representado unas curvas que, en fun­ción de la permeabilidad de los materiales, siguen la trayectoria de evolución del ángulo de rozamiento con el grado de consolidación. Para

190.

Z UJ

Z g UJ I O U

1,0

0,8 —

0,6

0,4

0,2

O CORTE SIMPLE

A CORTE DIRECTO

A * " " ^

50

GRADO DE CONSOLIDACIÓN, U EN %

100

z UJ 5 < tM O QÉ 111 O

3 O z <

4 0

30

20

10

O CORTE SIMPLE

A CORTE DIRECTO

50 GRADO DE CONSOLIDACIÓN , U EN %

100

Fig. 5.17.- Variación de los parámetros de resistencia al corte con el grado de consolidación, U (%). L. Sitio 1

1 9 1 .

u z~ O </> \n X O u

1,0

O CORTE SIMPLE

A CORTE DIRECTO

100 GRADO DE CONSOLIDACIÓN, U %

Z g u u

3 O z <

40

30

20

10

O CORTE SIMPLE

A CORTE DIRECTO

/ s / /

/ / / /

? i / /

/ / / i

50 GRADO DE CONSOLIDACIÓN, U %

100

Fig. 5.18.- Variación de los parámetros de resistencia al corte con el grado de consolidación, U (%). M-7. Sitio 2

192 .

100

100

GRADO DE CONSOLIDACIÓN, U EN %

Fig. 5.19.- Aumento de la fricción porcentual con el grado de consolidación

193.

la obtención de esta curva, se han empleado los valores de permeabili­dad determinados en el Capítulo 4 y las Figs. 5.17 y 5.18 que nos mués tran la variación de la resistencia al corte con el grado de consoli­dación. Se observa que a medida que se reduce la permeabilidad se nece sitan grados de consolidación superiores al 60% para alcanzar un míni­mo desarrollo del 20% del rozamiento máximo. Para permeabilidades del

-3 ? orden de 10 cm /s o mayores, el caso no drenado (U = 0%) permite alcanzar hasta el 50% del rozamiento máximo.

La Fig. 5.20 muestra la evolución de la cohesión con el grado de consolidación para las muestras de los Sitios 1 y 2. Se observa que para el 60% de la consolidación, se conserva el 60% de la cohesión no drenada en las muestras procedentes del Sitio 1; mientras que la muestra del Sitio 2, conserva el 90% de esta cohesión. Sin embargo, a partir del 75% de la consolidación el comportamiento de ambas mues­tras es prácticamente igual, y la cohesión se reduce rápidamente a cero.

La diferencia del comportamiento de ambos materiales es más notoria en la evolución del ángulo de rozamiento y ello se debe al pa­pel que juegan las presiones intersticiales en el desarrollo de la fricción.

Los ensayos de corte directo, también aparecen representados en las Figs. 5.17 y 5.18. Como ya se ha comentado los parámetros obte­nidos son algo más bajos que en el caso de corte simple. Por una parte, se trata de dos condiciones de corte diferentes, lo cual, unido a las notables diferencias de las condiciones de drenaje, afecta los resul­tados. Sin embargo, causa fundamental de esta reducción puede estar en que durante el desarrollo de algunos ensayos, de corte directo, se produjo una pérdida de muestra a través del plano de corte, lo cual a su vez "debilitaba" la probeta causando la rotura progresiva de la misma, con una reducción del valor de los parámetros. Un fenómeno similar ha sido observado por OTEO y ESPINACE (1983) al ensayar la arena de miga.

194.

100

25 50 75

GRADO DE CONSOLIDACIÓN, U EN %

100

Fig. 5.20.- Variación de la cohesión referida a la cohesión no drenada con el grado de consolidación

195.

3.4. Variación del módulo de corte con el nivel de deformación de la

probeta

El módulo de deformación tangencial o módulo de corte (G) , puede determinarse a partir de los ensayos de corte simple, obteniendo el cociente entre la tensión tangencial en el plano horizontal, <~xy, y la deformación tangencial, ¿f .

La Fig. 5.21, nos muestra la variación de este parámetro con el nivel de tensiones verticales efectivas, para las muestras proce­dentes de los Sitios 1 y 2. Las muestras del Sitio 2, resultan ser más rígidas que las del Sitio 1; este comportamiento era de esperar a la luz de los resultados obtenidos en el Capítulo 4, en el cual se encontró que el módulo edométrico (E ) también era superior en las muestras del Sitio 2. El mayor contenido de finos genera una estructu­ra más cerrada y más compacta, que resulta ser más rígida tanto para la deformación vertical como para la deformación horizontal. Sin duda alguna, este fenómeno tiene relación con la angulosidad de las partí­culas y constituirá un tema de investigación sobre el cual no existe prácticamente nada escrito.

El aumento de la deformación angular, reduce el módulo de de­formación tangencial, tal como se desprende de la figura. En condicio­nes residuales, ambos materiales presentan módulos de deformación muy bajos, del orden del 15-20% de los iniciales.

3.5. Variación de los parámetros de resistencia al corte con la distan­

cia al punto de vertido

En el Capítulo 2, se indicó que el sistema de vertido de los residuos, es causa de una segregación del material. Los residuos proce dentes del Sitio 2 se obtuvieron de una presa minera real, a diferen­tes distancias del punto de vertido y en el Capítulo 3, se estudiaron

196.

u

Z UJ

O

O í O u

3 O O S

TENSIONES VERTICALES, CTV EN Kg/cm

~E u O)

Z UJ

O

ce O U UJ O

o O S

TENSIONES VERTICALES, O" EN Kg/cm

Fig. 5.21.- Variación del módulo de corte inicial, G0, con la tensión vertical efectiva y el nivel de deformación

197.

sus variaciones granulométricas y de plasticidad. Aquí estudiaremos cómo afectan estos cambios de material a la resistencia al corte.

La Fig. 5.22, muestra la variación del ángulo de rozamiento efectivo (0') con la- distancia al punto de vertido de los lodos. Se observa que a medida que aumenta la distancia, el ángulo de rozamiento disminuye, hasta estabilizarse en los lodos del estanque. La explica­ción de esta variación está en la segregación que tiene lugar a lo largo de la playa de vertido, los materiales más gruesos caen primero, constituyendo las fracciones más arenosas y de los finos, viajan más tiempo y se depositan en el estanque, dando lugar a las fracciones más limosas o arcillosas.

En la Fig. 5.23 se muestra la variación de la cohesión no dre­nada con la distancia al punto de vertido: A medida que nos acercamos al estanque de lodos, aumenta la cohesión no drenada, debido al aumen­to del contenido de finos del material sedimentado.

Los valores determinados a partir de los ensayos de corte di­recto, han sido corregidos, en función del grado de consolidación, que se estimó que ocurrió durante el ensayo. El procedimiento ha sido el siguiente:

1. Se determinó el grado de consolidación alcanzado mediante la ecua­ción:

Tv -- í'Ct/

H2-2. Con el grado de consolidación, se empleó la Fig. 5.20, y se deter­

minó el porcentaje de la máxima cohesión no drenada alcanzada (cu%/cu).

3. Conocida la fracción de la cohesión no drenada alcanzada, se deter­minó el valor de la cohesión no drenada correspondiente al caso de que el grado de consolidación fuera igual a cero (G.C = 0).

198.

AN

s

o co

A ce

\ N

N X

N N

RTE SIMPLE

RTE DIRECTO

V

\ , O

O

50 100 150 200 250

d EN m. DISTANCIA AL PUNTO DE VERTIDO, d EN m.

Fig. 5.22.- Variación de 0 con d

199.

1,0

a Z w

u < o 0,5

O O 2 Z O UJ X O u

A CORTE DIRECTO, ENSAYO U-U, GC * 0

D CORTE DIRECTO, G.C=0

O CORTE SIMPLE, GC =0

G.C. GRADO DE CONSOLIDACIÓN

100 150

DISTANCIA AL PUNTO DE VERTIDO, d EN m. 250

Fig. 5.23.- Variación de la cohesión no drenada (C¡u) con la distancia al punto de vertido para los materiales procedentes del Sitio 2

200.

3.6. Discusión de resultados

La resistencia al corte de los residuos es un parámetro de difícil determinación, pues depende de muchos factores, entre ellos:

- Grado de consolidación

- Distancia al punto de vertido

- Variaciones propias de la pulpa

Este último parámetro no ha sido estudiado en esta tesis docto ral, sin embargo, el proceso artificial que da origen a estos materia­les está sujeto a variaciones y por tanto, la granulometría del resi­duo variará en función de este proceso.

Los materiales estudiados, presentan densidades iniciales muy bajas, que varían desde 1..13 hasta 1,40 g/cm ; sin embargo, sus pará­metros de resistencia al corte son elevados, una vez que el material ha consolidado. Los ángulos de rozamiento interno efectivos (¡Ó') va­rían entre 28 y 40°, según la granulometría del residuo. En condicio­nes drenadas, se caracterizan por no exhibir cohesión, lo cual era de esperarse, debido a que se trate de un material depositado en condi_ ciones análogas a las de las arcillas normalmente consolidadas; sobre este tema ha investigado Rodríguez Ortiz con diferentes residuos en los últimos años, obteniendo idénticas conclusiones.

El grado de consolidación afecta notablemente las propiedades de los residuos, haciéndolos más densos, menos deformables y más resis_ tentes. Se han señalado las importantes variaciones en la densidad seca durante la consolidación, con la consiguiente reducción del índi­ce de poros, lo cual lleva a estructuras más compactas y más rígidas; esto se pone en evidencia de manera especial al observar las variacio­nes del módulo de deformación tangencial, que crece linealmente con la presión efectiva de confinamiento.

201.

El establecimiento de curvas de variación de los parámetros de resistencia al corte -rozamiento y cohesión- con el grado de conso­lidación, nos indica una notable mejoría de las propiedades del mate­rial a medida que nos aproximamos al 100% teórico de la consolidación. Estas curvas de variación presentan formas más acusadas en la medida en que el material estudiado es menor permeable, esto puede explicarse con facilidad, si pensamos que los fenómenos de disipación de presio­nes intersticiales ocurren más lentamente en este tipo de materiales, que exhiben comportamientos de carácter "arcilloso", mientras que los materiales más permeables, de elevadas componentes arenosas, presentan los mismos fenómenos en menor escala.

El estudio de laboratorio, permite concluir que para la carac­terización de las propiedades de resistencia al corte de los residuos, es necesario realizar:

a) Ensayos consolidados-drenados, que permiten la obtención de envol­ventes de Mohr en esfuerzos efectivos, para lo cual, el ensayo de corte directo, resulta adecuado, a pesar de originar envolventes un poco más bajas que las obtenidas con otros equipos.

b) Ensayos verdaderamente no drenados, que pueden realizarse con el equipo de corte simple, o bien con el equipo triaxial, una vez su­peradas las dificultades relativas a la preparación de probetas.

La distancia al punto de vertido controla la granulometría del material y por lo tanto los tamaños predominantes así como el com­portamiento del material: arenoso o arcilloso. En líneas generales, los materiales presentan una reducción del ángulo de rozamiento inter­no y un aumento de la cohesión no drenada al alejarse del punto de vertido.

El módulo de deformación tangencial es superior en los materia les con mayor contenido de finos, como el caso de los procedentes del Sitio 2. La degradación de este parámetro con el nivel de deformación es considerable.

CAPITULO 6

RESISTENCIA AL CORTE BAJO ACCIONES DE CARGA CÍCLICA

203.

1. INTRODUCCIÓN

Durante el desarrollo de un terremoto se generan ondas de cor­te que viajan desde el substrato rocoso hacia la superficie, generan do así tensiones cortantes cíclicas sobre los elementos de suelo, tal como se representa en la Fig. 6.1. El esfuerzo vertical total per­manece constante durante todo el proceso, mientras que las tensiones cortantes varían en función de las características de las ondas de excitación sísmica.

En la Fig. 6.2, se presenta un resumen de los diferentes ensa­yos dinámicos que pueden realizarse en el laboratorio y se comparan sus estados tensionales.

Se observa que el ensayo de Corte Simple Dinámico es capaz de reproducir en el laboratorio estados tensionales análogos a los que se generan en los suelos naturales bajo la acción de terremotos. Por ello se ha seleccionado esta técnica para la realización de los ensa­yos destinados a la evaluación de la resistencia al corte de los lo­dos bajo acciones de carga cíclica.

BASE ROCOSA CIRCULO DE M

Fig. 6.1.- Estados tensionales durante un terremoto

APARATO CONDICIONES DE TENSIONES

DURANTE LA CONSOLIDACIÓN DURANTE LA FALLA DIAGRAMA DE MOHR

TENSIONES INDUCIDAS EN TERRENO POR UN TERREMOTO

¿1 a

\— K0CTV ni K0Ov

KQOW KQÍTV

TRIAXIALES MAS USUALES

»C

rti Oc±Odc

oc

°c — Odc Oc + aac

TRIAXIALES CON VARIACIÓN DE PRESIONES VERTICALES Y LATERALES

" c

en " c

^-4~>CTc±OdC

"c ± Odc

oc + o¿c

CORTE SIMPLE CONVENCIONAL a. K Q " V

CORTE DIRECTO TORSIONAL

K0<Tv Koffv

rñ TRIAXIAL TORSIONAL

K0Ov

A^ Ko<*V

/ K0ov

' KQOV

Fig. 6.2.- Estados tensionales de los diferentes ensayos dinámicos (OTEO

206.

2. EQUIPO EMPLEADO

El equipo empleado es el de Corte Simple descrito en el Capí­tulo 5, con el cual es posible realizar dos tipos de ensayos dinámi­cos, dependiendo de la variable de control:

Ensayos de Carga Controlada: Se aplica una carga de corte cí­clica de amplitud y frecuencia previamente determinadas y se miden las deformaciones que sufre el material. Esto implica que la relación de esfuerzos (<- , /ü~ ) se mantiene constante durante todo el ensayo. max v

Ensayos de Deformación Controlada: Se aplica una onda de defor mación cíclica de características conocidas y se mide el esfuerzo cor­tante inducido sobre la probeta y por tanto las variaciones de la relación de esfuerzos {^-, /(T~ ). La posibilidad de realizar este tipo

max v de ensayos, constituye la principal ventaja de este equipo en relación al triaxial.

Una vez seleccionado el tipo de ensayos a realizar, el equipo dispone de una serie de controles para la selección de la frecuencia y la amplitud de la onda a aplicar, ya sea ésta de carga o deformación.

La máxima amplitud de onda que es posible aplicar es de 10 mm en ensayos de deformación controlada, mientras que en condiciones de carga controlada se puede aplicar un esfuerzo tangencial máximo de

2 2 Kp/cm . La máxima frecuencia es, en ambos casos, de 10 Hz. Sin em­bargo, la combinación de frecuencia y amplitud máximas está limitada por el caudal máximo que puede circular a través del pistón hidráuli­co, de tal forma que debe cumplirse la siguiente relación:

F.A < 2.o

donde: F es la frecuencia en Hz

A es la amplitud del desplazamiento horizontal en mm

207.

Esta limitación depende un poco del tipo de onda escogida; así, las ondas sinusoidales son más fáciles de seguir, mientras que las ondas cuadradas son más difíciles de lograr debido al salto brus­co. La solución a este problema podría lograrse en un futuro próximo -colocando una membrana de nitrógeno líquido en el pistón, lo cual per­mitirá un ajuste perfecto en las condiciones límite de aplicación de presiones de punta o reducciones instantáneas.

208.

3. METODOLOGÍA DE ENSAYO

Se realizaron ensayos de deformación controlada sobre muestras procedentes de los Sitios 1 y 2, con niveles de deformación angular comprendidos entre el 1% y el 5%. Las frecuencias de ensayo han sido de 1 Hz y 5 Hz.

Una vez preparada la probeta, según el procedimiento descrito en el capítulo anterior, se procedía a la inundación y consolidación de la misma a una presión vertical 0 =1,0 Kp/cm . Finalizado el pro ceso de consolidación, se conoce con precisión la altura de la probe­ta y se determina el valor de la amplitud de onda que es necesario aplicar para obtener la deformación angular deseada en cada caso.

Según BRAJA DAS (1983) un terremoto de magnitud variable entre 5 y 7 en la escala de Richter presenta duraciones comprendidas entre 5 y 30 segundos. Los periodos de excitación en la falla varían entre 0,2 y 0,32 segundos.

Para esas condiciones, el número de ciclos que pueden ocurrir en el terreno varía entre 25 y 90. Por ello se estimó que tomar un número de ciclos igual a 1000 era razonable, para los fines de esta investigación.

La selección de la onda de forma sinusoidal se debe al hecho de que ésta es la que mejor se reproduce con el equipo de ensayo dis­ponible.

Una vez seleccionados todos los parámetros que describen el ensayo cíclico a realizar, se ajustan los controles del panel de mando del equipo y el procedimiento de ensayo es análogo al caso estático: Se pulsa el interruptor marcha-parada y se inicia el ensayo, que fina­liza de forma automática, una vez que se ha alcanzado el número de ciclos preseleccionados.

Posteriormente, se realizaron dos ensayos adicionales a 10.000 ciclos, por las razones que más adelante se explican.

209.

4. ENSAYOS REALIZADOS

Se realizaron un total de nueve ensayos sobre la muestra M7 procedente del Sitio 2 y cuatro ensayos sobre la muestra L procedente del Sitio 1. La Tabla 6.1 resume las características de estos ensayos.

En el Apéndice C, se presentan los resultados obtenidos a par­tir de estos ensayos, resumidos en las siguientes curvas:

- Variación de la tensión tangencial cíclica con el número de ciclos.

- Variación del volumen con el número de ciclos.

- Variación de la tensión tangencial con el nivel de deformación para diferentes ciclos.

210.

ENSAYO MUESTRA DENSIDAD PRESIÓN FRECUENCIA AMPLITUD N$ DE INICIAL VERTICAL (Hz) (%) CICLOS (g/cm3) Kp/cm^

Dll D12 D13 D14 D15 D16 D17 D18 D19 DI D2 D3 D4 D5

M-7 M-7 M-7 M-7 M-7 M-7 M-7 M-7 M-7 L L L L L

1,403 1,399 1,391 1,403 1,395 1,427 1,395 1,400 1,412 1,260 1,248 1,258 1,256 1,270

1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 ' 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00

1 1 5 1 1 1 1 1 5 1 1 1 5 1

1 5 1 5 3 4 2 2 1 1 5 2 1 3

1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000

10.000 10.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000

TABLA 6.1.- Características de los ensayos realizados

211.

5. DISCUSIÓN DE RESULTADOS

En primer lugar, se observa un comportamiento ligeramente dife_ rente entre las dos muestras ensayadas:

- La muestra procedente del Sitio 1 se caracteriza por un aumento con­tinuo de la tensión tangencial con el número de ciclos, presentan­do un pico muy marcado, después del cual la tensión tangencial dis­minuye rápidamente, alcanzando un valor mínimo más allá de los 1000 ciclos. La tendencia general observada indica que se alcanza ese mínimo con un menor número de ciclos, a medida que aumenta el nivel de deformación angular.

- La muestra procedente del Sitio 2 se caracteriza por una reducción de la tensión cortante cíclica al inicio del ensayo, entre los ci­clos 1 y 40 según sea el nivel de deformación. Posteriormente, el cortante cíclico aumenta presentando dos picos bien definidos. Final_ mente, se inicia una reducción gradual de la tensión cortante cícli­ca hasta alcanzar un valor mínimo en el cual ésta se estabiliza. Esta última fase corresponde a la degradación del material que apa­rece señalada en la bibliografía existente.

Estos fenómenos de variación de la tensión cortante cíclica están asociados a importantes cambios volumétricos de la probeta. Las Figs. 6.3 y 6.4 nos muestran dos resultados de los ensayos realizados. En ambos casos, se observa que los picos de los que se habló anterior­mente tienen lugar entre aquellos ciclos para los cuales esté ocu­rriendo un incremento en el cambio de volumen muy considerable, el cual es más evidente en la Fig. 6.4, por tratarse de un material menos permeable.

Una explicación del porqué de este fenómeno puede derivarse del análisis de las condiciones iniciales y el desarrollo del ensayo, que a continuación se comentan.

2 1 2 .

VARIACIÓN DE LA TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA CON EL NUMERO DE CICLOS

1 10 100 1000

Log ( NUMERO DE CICLOS )

CAMBIO DE VOLUMEN CON EL NUMERO DE CICLOS

FIG- 6.3. . -RESULTADOS DÉLOS ENSAYOS DINÁMICOS REALIZADOS SOBRE LAS MUESTRAS PROCEDENTES DEL SITIO 1

213 .

10 100 Log (NUMERO DE CICLOS)

1000

VARIACIÓN DÉLA TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA CON EL NUMERO DE CICLOS

♦ 10

> -10 > <

-20 _ J O >

g «o 5 -30 5

-40

1 [

* . ! w

n i?

)\5

r

D17

D14

D13

/

/

D16 ^

i

.•

Dll

10 100 Log (NUMERO DE CICLOS)

1000

CAMBIO DE VOLUMEN CON EL NUMERO DE CICLOS

FIG. 6 .4 . . - RESULTADOS DE LOS ENSAYOS DINÁMICOS REALIZADOS SOBRE LAS MUESTRAS PROCEDENTES DEL SITIO 2

214.

El ensayo permite que ocurra un drenaje no controlado por los extremos superior e inferior de la probeta. Este hecho se pone en evi­dencia a través del cambio de volumen medido. Adicionalmente, durante la realización del ensayo, se observó expulsión violenta de gotas de agua por la salida de drenaje superior. Esta expulsión violenta, a los efectos del cambio de volumen, no es de mucha importancia, pero a los efectos de la disipación de las presiones intersticiales es muy importante, pues si éstas se disipan, entonces tiene lugar una conso­lidación de la probeta con su correspondiente rigidización.

Un comportamiento similar al que hemos explicado ha sido obser vado por SILVER y SEED (1971), quienes ensayaron una arena seca a dife_ rentes amplitudes de deformación angular manteniendo la frecuencia constante e igual a 1 Hz. La densidad relativa de esta arena era del 60%, ligeramente superior a la ensayada por nosotros. La Fig. 6.5 mués tra las variaciones volumétricas obtenidas por estos autores y las Figs. 6.3 y 6.4 las deducidas de esta investigación. La analogía es cía ra y pueden extraerse las siguientes conclusiones:

- A igualdad de otras condiciones (frecuencia y presión vertical),a medida que aumenta el nivel de la deformación angular cíclica, el cambio de volumen -o su equivalente, la deformación vertical unita­ria- es mayor con el número de ciclos.

- Los ensayos de Silver y Seed llegan hasta unos 400 ciclos y, por lo tanto, no llegan a la estabilización del cambio de volumen. Sin embargo, si observamos la pendiente de la curva de reducción de volu men, podemos estimar que el proceso tiende a estabilizarse, ya que no es posible mantener esa reducción volumétrica indefinidamente. -Esta estabilización se produce, a medida en que aumenta la deforma­ción angular, para un número de ciclos cada vez menor.

- Silver y Seed no estudiaron el efecto de la variación de la frecuen­cia. Nuestros resultados indican que un aumento de la frecuencia, para la misma deformación angular, se traduce en una estabilización

0.001

0.01 -

-p u > c >o O a e u, o

<w 0) Q

10.0 I00C

Número de c i c l o s , N ( log)

't?'Jñ> .Ti.-

6.5.- Cambio volumétrico de una arena sometida a una deformación cíclica. Arena silícea a(TI = 500

'"'''•' lbs/pie2. Densidad relativa = 60%. Frecuencia = Tomado de SILVER, M.L. and SEED, H.B.

(1971) i c <?•.

217.

más rápida del cambio de volumen, con la consiguiente densificación y aumento de resistencia.

- Se observa una tendencia a la reducción del cambio de volumen total con el aumento de la frecuencia. El número de resultados disponibles no permite concluir de forma contundente sobre este punto, pero su­giere que es posible que existan rangos de frecuencia que amplifi­quen este cambio volumétrico.

Resultados parecidos han sido obtenidos por BUDHU (1979), quien estudió una arena densa sometida a una presión de confinamiento

2 de 1 Kp/cm obteniendo el resultado que se presenta en la Fig. 6.7, en la cual se observa ligeramente el efecto del primer pico. Las dife­rencias que se pueden observar con relación a nuestros resultados, en cuanto al efecto menos pronunciado del pico, pueden explicarse por las variaciones de la densidad inicial, ya que nuestra muestra estaba inicialmente muy floja.

Otro punto que merece la pena destacar es que Budhu observó que la superficie de rotura en estas condiciones corresponde a la in­dicada en la Fig. 6.8 . Es cierto que él ha obtenido este procedimien­to aplicando señales de Rayos X. En esta investigación no se disponía de este equipo, pero se observó "de visu" que el plano de rotura por el cual las probetas aparecían totalmente cortadas, era sensiblemente horizontal en las muestras del Sitio 2. Sin embargo, en los proceden­tes del Sitio 1, no se observó este efecto de forma tan marcada.

Al cabo de muchos ciclos -con un número que parece depender,en igualdad de otras condiciones ,de la amplitud de la deformación tangen­cial- se estabiliza el cortante cíclico en un valor mínimo que corres­ponde a la rotura. Una vez que la muestra ha alcanzado su estado de máxima rigidez, el aumento de ciclos de deformación se traduce en un deterioro de la estructura más rígida alcanzada anteriormente.

El efecto del aumento de la frecuencia reduce la aparición de dichos picos; esto significa que el proceso de rigidización no

218.

< M O M

10

0 9

W 08 Z < H CC O ü z o M z u H

07

06

• • °i

• •• oo oOAo

Arena densa «Jo » 9o i ufa

5 10 NUMERO DE CICLOS

Fig. 6.7.- Resultados obtenidos por BUDHU (1979) sobre arenas densas

219.

ZONA DE ROTURA CORTE

ZONA DE ROTURA ENCONTRADA POR BUDHU(1984) PARA ÁREAS DENSAS, ESTIMADA MEDIANTE RAYOS X

teMvÜM^ytFMM^jKW^

ZONA DE ROTURA ENCONTRADA EN ESTA INVESTIGACIÓN, ESTIMADA u DE VISU " ( MUESTRA DEL SITIO 2 )

Fig. 6 . 8 . - Zona de ro tura encontrada en es ta invest igación, estimada "de visu" (Muestra del S i t i o 2)

220.

tiene lugar de forma tan marcada, lo cual es razonable, pues hay menos tiempo para permitir la disipación de las presiones intersticiales entre un ciclo y el siguiente. La Fig. 6.7 muestra estos resultados; sin embar go, sí se observa una tendencia a la formación de los mismos, pero des­taca que el cambio de volumen es mucho menor.

Al analizar los resultados de los ensayos D18 y D19 (a 10.000 ciclos) se observa el fenómeno de rigidización y posterior degradación de la probeta, (con una estabilización del cambio de volumen), que apare_ ce sugerida en la Fig. 6.4 para los ensayos realizados a 1.000 ciclos en niveles de deformación inferiores al 5%. El número de ciclos para el cual se inicia la degradación depende, en igualdad de otras condicio­nes, de la frecuencia. Así, en el ensayo D18 (F = 1 Hz) la degradación de la probeta ocurre a partir de los 1.200 ciclos, mientras que, en el ensayo D19 (F = 5 Hz) la degradación es continua a lo largo del ensayo, hasta estabilizarse en un estado "residual" para el cual se estabiliza el cambio de volumen (Ver Fig. 6.9).

Estas observaciones nos llevan a concluir que los materiales sueltos sometidos a ensayos cíclicos de deformación controlada -a nive­les inferiores al 4% de deformación tangencial- y frecuencias de 1 Hz, se rigidizan durante el corte. Este aumento de rigidez está asociado a un importante cambio de volumen. El aumento de frecuencia se traduce en una reducción de esta rigidización y en un deterioro más rápido del material.

Estos resultados constituyen un tema de estudio muy amplio que debe ser objeto de investigaciones futuras, capaces de explicar median­te un modelo matemático de comportamiento del suelo el fenómeno aquí presentado. En primer lugar, sería de gran importancia el poder medir las presiones intersticiales en la probeta durante el corte para estu­diar su comportamiento y ver su influencia en el ensayo. En segundo lu­gar, la posibilidad de realizar ensayos cíclicos a volumen constante con medida de la presión intersticial, sería capaz de explicar algo más del fenómeno.

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Fig. 6.9.- Resultados de los ensayos D18 y D

CAPITULO 7

APLICACIÓN DE LOS PARÁMETROS OBTENIDOS AL CALCULO DE LA ESTABILIDAD EN PRESAS DE RESIDUOS

222.

1. INTRODUCCIÓN

En este capítulo se pretende demostrar, mediante un ejemplo de aplicación, el interés del estudio realizado en las páginas ante­riores.

El procedimiento seguido ha consistido en estudiar una sec­ción tipo correspondiente a una presa de residuos diseñada aplicando los criterios señalados en el Apéndice A y en el Manual para el Diseño y Construcción de Escombreras y Presas de Residuos Mineros (RODRÍGUEZ ORTIZ, 1986), introduciendo la variación de resistencia al corte de los residuos en funciónde su grado de consolidación.

El análisis de estabilidad se realizó por el método de Bishop modificado, empleando un programa de ordenador comercial (STABL) adap­tado por CÁRTER (1971).

La geometría de la sección tipo definida es la indicada en la Fig. 7.1. En ella puede verse la existencia de un dique inicial, con repié de escollera, de pendiente 2(H):1(V), los drenes de pie y la cara exterior del talud, construida con material seleccionado, com­pactado y supuesto impermeable. Los diques de recrecimiento se retran quean del orden de dos metros entre uno y otro. La superficie de con­tacto entre el espaldón exterior y los estériles es una línea quebra­da, pero, a efectos de simplificar, se han trazado solamente líneas rectas, con el fin de facilitar la entrada de datos en el ordenador.

Se ha supuesto, además, que el contacto lodos-cara exterior del dique y la base son impermeables y, por tanto, el drenaje solamen te puede ocurrir a través del dren de pie.

ESCOLLERA

JABRE

ÍJi ú.a TÍ. i? ÚS.TS ibi.33 ÚT.K tSrJi E77.es ?íe~e7 út.zs sbe.ta íSeTíi *Vs

Fig. 7.1.- Geometría de la sección tipo

224.

2. PARÁMETROS DE RESISTENCIA AL CORTE DE LOS MATERIALES

La presa de residuos a estudiar está constituida por tres ti­pos de materiales de características diferentes:

- Materiales granulares constitutivos de filtros, drenes y repié de escollera. Estos materiales deben satisfacer las características indicadas en el Capítulo 2, a fin de que sean capaces de cumplir su función. Desde el punto de vista resistente, no son esenciales, pues la fracción de la posible línea de rotura que les afecta es despreciable frente a la parte correspondiente al resto de los mate­riales. En la zona inferior, donde estos materiales existen en pro­porciones considerables, se ha supuesto que sus parámetros de resis­tencia son los siguientes:

^saturada = 2' 2 0 g/™

C = 0 , 0' = 40°

- Material seleccionado para la construcción de la carga exterior de los diques. Se disponía de una serie de ensayos de jabres de los cuales se han determinado las siguientes propiedades medias de resis tencia al corte:

/saturada = 2' 1 0 ¿™

C = 1 T/m2 0< =33°

- Lodos a depositar: En el Capítulo 5, se presenta un estudio detalla­do de las propiedades de resistencia al corte de dos tipos de lodos. Para este ejemplo de aplicación se han tomado los lodos totales (L) procedentes del Sitio 1, con las siguientes propiedades en condicio­nes drenadas:

2fsaturada = 1 > 4 5 ^ ^

C = 0 0' = 35°

I

225.

Además, disponemos de las curvas de variación de la resisten­cia al corte con el grado de consolidación alcanzado por el material sedimentado y, por lo tanto, estas propiedades serán aplicadas a los efectos de determinar la estabilidad de los diques.

Los parámetros de resistencia de los lodos son los de mayor interés, debido a que gran parte de la línea de rotura discurre a tra­vés de ellos.

226.

3. EVOLUCIÓN DE LAS PRESIONES INTERSTICIALES

Al hablar de presiones intersticiales en una presa de residuos es importante destacar que éstas están constituidas por dos partes:

- Presión intersticial debida al flujo del agua.

- Exceso de presión intersticial debida a la colocación de nuevas ca­pas de material y a la propia consolidación.

La primera componente puede obtenerse por los métodos indica­dos en el Apéndice A y el Manual para el Diseño de Escombreras y Pre­sas de Residuos (RODRÍGUEZ ORTIZ, 1986) una vez conocidas las permea­bilidades de los materiales,aunque siempre existen problemas de deter­minar lo que ocurre en régimen transitorio. La segunda componente consta de varios sumandos y es conocida en su valor máximo, pero du­rante la consolidación de los lodos se va vaciando y, por tanto, inte­resa conocer el desarrollo de este proceso, que depende del coeficien­te de consolidación del camino a recorrer por el agua, etc. Es necesa­rio separar los diferentes procesos de consolidación desencadenados y sumar las isócronas correspondientes.

La disipación de los excesos de presiones intersticiales a lo largo del tiempo, para cada proceso de consolidación diferente, puede estimarse mediante esta expresión:

t=JÜ.Tv

Aplicando dicha expresión, es posible estimar el grado de con­solidación alcanzado por el dique después de haber colocado una nueva capa de material. El tiempo transcurrido (t) puede conocerse con fac¿ lidad. El valor de C , aunque es un parámetro de difícil evaluación, puede determinarse mediante ensayos de laboratorio. El principal pro­blema está en la determinación de la máxima longitud de drenaje (H), lo cual sólo puede conocerse con precisión para procesos de consolida-

227.

ción unidimensional de geometría muy sencilla. En las zonas muy aleja­das del dique, es razonable la hipótesis de suponer que esta longitud es igual al espesor de la capa en estudio, bajo la hipótesis de base impermeable y drenaje vertical (análoga a la del edómetro). En la zona de contacto entre el espaldón del dique y los lodos, existe el dren de pie y por lo tanto las longitudes de drenaje serán inferiores a las del caso anterior; sin embargo, hemos asumido que el valor de esta distancia es igual al del caso anterior, con lo cual estamos del lado de la seguridad, por tratarse de una hipótesis conservadora.

La Fig. 7.2 muestra la evolución de las presiones intersticia­les para la sección tipo estudiada. Se asume una velocidad de recreci­miento v = 4 m/año. En la Sección A-A', los excesos de presión inters­ticial debidos a la colocación de nuevas capas de material y a la pro­pia consolidación son considerablemente inferiores a los calculados para la sección BB'. La causa de esta diferencia es, por una parte, el efecto del dren de pie que favorece la disipación de presiones in­tersticiales en las capas más profundas y, por otra, el efecto de la carga triangular, que transmite a la sección A-A1 cargas menores. Es de hacer notar que los excesos de presión intersticial en la zona B--B' al considerar el grado de consolidación, son aproximadamente la mitad de la presión hidrostática, mientras que para el caso no obser­vado son vez y media el valor de dicha presión. Si aumentamos la ve­locidad de recrecimiento los excesos de presión intersticial se incre­mentan , ya que el grado de consolidación se reduce al transcurrir un tiempo menor. La condición límite para la cual no había ocurrido nin­guna disipación de presiones intersticiales, corresponde al caso no drenado.

SECCIÓN TIPO .' V =4m/Año

t = 15años, (inmediatamente después de colocar la ultima capa )

ESPALDÓN EXTERIOR IMPERMEABLE

u EN (Kg/cm ) u EN ( Kg/cm)

F i g . 7 . 2 . - Evolución de l a s p r e s iones i n t e r s t i c

229.

4. CASOS ESTUDIADOS

Las balsas se construyen por etapas, la primera en la que se construye el dren de base y el dique inicial. En esta fase, el factor de seguridad es alto, si lo comparamos con los valores que puede tomar a medida que aumenta la altura del dique.

Se han estudiado tres condiciones de estabilidad bajo la ac­ción de cargas estáticas, para la balsa con toda su altura:

- A largo plazo, en condiciones drenadas, con la balsa llena de lodos que han consolidado.

- A corto plazo, en condiciones no drenadas, suponiendo construida la presa de una sola vez.

- A corto plazo, inmediatamente después de colocar la última capa de lodos, considerando el efecto del grado de consolidación sobre las presiones intersticiales y la resistencia al corte del material en las capas inferiores (para lo que es necesario seguir su proceso constructivo).

Se han estudiado además dos situaciones intermedias para la balsa durante la construcción, a alturas de 20 y 40 m:

- A corto plazo, en condiciones no drenadas (construcción instantánea)

- A corto plazo, considerando el efecto del grado de consolidación sobre los materiales ya depositados.

La Tabla 7.1 muestra las características de los seis casos analizados en lo que se refiere a altura del dique, grados de consoli­dación alcanzados por cada una de las capas y factor de seguridad al deslizamiento. En el Apéndice E se muestran los resultados de los aná­lisis de estabilidad, indicando en cada caso la superficie de rotura pésima.

230.

CASO ALTURA DEL DIQUE GRADO DE CONSOLIDACIÓN FACTOR DE SEGURIDAD (m)

60 de O a 60 m GC = 100% 1,48

60 de O a 60 m GC = 0% 1,07

de O a 20 m GC = 90% de 20 a 40 m GC = 50% . o n

60 1,29 de 40 a 56 m GC = 30% de 56 a 60 m GC = 0%

20 de O a 20 m GC = 0% 1,92

2 Q de O a 12 m GC = 25% ± g 2

de 12 a 20 m GC = 0%

40 de O a 40 m GC = 0% 1,26

de O a 12 m GC = 75% de 12 a 20 m GC = 65% . 0 0 de 20 a 30 m GC = 25% de 30 a 40 m GC = 0%

TABLA 7.1. Características de los casos estudiados

231.

En aquellos casos que comprenden él estudio de capas parcial­mente consolidadas, se ha considerado el efecto de la disipación de la presión intersticial y el aumento de la resistencia al esfuerzo cortante para el análisis de estabilidad.

232.

5. ANÁLISIS DE LOS RESULTADOS OBTENIDOS

Los resultados obtenidos (Tabla 7.1 y Fig. 7.3) destacan el efecto que tiene el considerar el grado de consolidación de los resi­duos, a los fines de evaluar la estabilidad de los diques para el al­macenamiento de estos materiales.

No se han estudiado otros factores que también afectan de mane ra importante la estabilidad de los diques, como son:

- Los sistemas de drenaje

- Los sistemas de evacuación del agua sobrenadante

- La situación del punto de vertido de los lodos

- Las características de la cimentación.

Realmente se trataba sólo de mostrar el efecto de la influen­cia del grado de consolidación de las capas más profundas en la esta­bilidad.

Todos estos temas constituyen campos para investigaciones futu ras que, sin lugar a dudas, nos llevarán a un mejor conocimiento del comportamiento de las presas de residuos y por tanto a un diseño más racional de las mismas.

En la Fig. 7.3 se muestra la variación del coeficiente de seguridad con la altura de la presa en las diferentes condiciones de cálculo. Se observa que, a medida que aumenta la altura de la balsa, el factor de seguridad a corto plazo disminuye, hasta alcanzar su va­lor mínimo al final de la construcción del último dique.

Para una altura de presa de 20 m el factor de seguridad coin­cide para los casos no drenado y parcialmente drenado; esto se debe a que la superficie de rotura discurre a través del dique inicial

233 .

0 © G.C = 0

^ g = H=20m.

GC = 25

H=40m.

G.C=65 G C = 75

© G.C=0-! ,-G.C=30

H=60m.

GC=50 G.C = 90

2,2

2,0

1,9

1,6

1,4

1,2

1,0

0,8

Q G.C = 100 % (LARGO PLAZO ) O G.C^O (CONSTRUCCIÓN INSTANTÁNEA) A 0 < G.C < 100 (CON CONSOLIDACIÓN PARCIAL )

G.C:GRADO DE CONSOLIDACIÓN

20 40 ALTURA DE LA PRESA EN m .

60

Fig. 7.3.- Variación del factor de seguridad con la altura de la presa

234.

y de los lodos sin consolidar de la última capa (G.C. = 0) y por ello el aumento de la resistencia al corte de la capa inferior no afecta la estabilidad de la balsa. Este hecho ha sido señalado por RODRÍGUEZ ORTIZ (1986) al indicar que durante el recrecimiento de la balsa la superficie de rotura se desplaza hacia el interior de la misma, afec­tando cada vez un volumen mayor de lodos.

Para una altura de presa de 40 m se observa una diferencia del 5% en el factor de seguridad, a favor del análisis que considera el efecto del grado de consolidación. Esto supaone elevar este factor de 1,26 a 1,32, lo que lleva implícito el permitir seguir recreciendo la balsa ,en condiciones de estabilidad aceptables.

Para la presa terminada, a una altura de 60 m, el factor de seguridad en condiciones no drenadas y construcción instantánea (hipó­tesis pesimisma, pero usada en el pasado por muchos técnicos) toma el valor de 1.,07, el cual no es aceptable para este tipo de obra. El aná­lisis que considera el grado de consolidación nos lleva a un valor de 1,29. Esta diferencia del 20% en el factor de seguridad, nos indica la importancia de considerar el efecto del grado de consolidación en el proyecto de las presas de residuos. En este caso concreto, el hacer esta consideración nos permite lograr un revestimiento de la balsa del orden de 20 m, en condiciones de seguridad aceptables bajo todos los criterios actualmente admitidos para el proyecto y construcción de las balsas para almacenamiento de estériles.

Es de hacer destacar que el efecto del grado de consolidación depende de la velocidad de vertido de los lodos, pues, en la medida en que éste aumenta, nos acercamos cada vez más a las condiciones no drenadas y por lo tanto este efecto estabilizador disminuye. Es por ello que para el diseño de una presa de residuos, es fundamental de­terminar el rango de variación de la velocidad de recrecimiento, a fin de hacer todas las consideraciones que resulten necesarias.

235.

''-.i El estudio del efecto del grado de consolidación, obliga a . un análisis de las propiedades de los residuos bastante exhaustivo que permite determinar la variación de las propiedades de resistencia al esfuerzo cortante con el grado de consolidación. El aumento que puede lograrse en el factor de seguridad justifica plenamente un estu­dio de estas características.

CAPITULO 8

CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES

237,

1. CONCLUSIONES

Esta Tesis plantea una metodología de estudio para los resi­duos de lavadero o vertidos por vía húmeda, aplicable a los problemas de diseño más frecuentes. El conocimiento del comportamiento geotécni-co de estos residuos lleva, como se verá, a soluciones de disposición final más seguras y económicas.

Se han estudiado dos tipos de residuos: a) "Gruesos" (con me­nos del 50% de material retenido por el tamiz n9 200 ASTM);b) "Finos" (con un 65-90% de material que pasa por dicho tamiz). Estos dos tipos de materiales vienen a representar los extremos de los residuos produ­cidos en España. "- /

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Constituye una aportación original al estudio de los residuos el desarrollo de la técnica de preparación de probetas en laboratorio, por vertido a partir de suspensiones de lodos. Se han empleado, ade­más, otras técnicas de preparación de probetas encontrando que,según las características del ensayo a realizar, unas técnicas son más ade­cuadas que otras. Para los ensayos de corte directo y edométricos, lo más recomendable es el empleo de la técnica de vertido y decanta­ción. Para los ensayos de Corte Simple resulta sin embargo mejor el vertido en seco e inundación posterior de la probeta.

Se han analizado también los efectos de la concentración de la solución inicial, encontrando que en los materiales con predominio de la componente arenosa este factor afecta muy poco la densidad ini­cial de la probeta, mientras que en materiales con contenidos de finos superiores al 80% de material que pasa por el tamiz n9 200, empieza a ser un factor a considerar en el estudio de los residuos.

El estudio de la compresibilidad y consolidación de los resi­duos puede hacerse empleando los equipos convencionales, siempre y cuando la reproducción de las bajas densidades iniciales de las probe­tas se logre. Esto es posible aplicando las técnicas de preparación de probetas antes señaladas.

238.

El efecto de la densificación de los residuos, a lo largo del proceso de consolidación, es análogo al observado en los suelos natu­rales. Según sea el predominio de la componente arenosa o arcillosa, se observa -con mayor o menor intensidad- el efecto de la consolida­ción primaria.

El índice de compresión de los residuos está relacionado con el contenido de finos y el índice de huecos inicial. También influye la plasticidad en muestras con más de un 70% de finos. El índice de huecos es el factor que afecta a dicho índice de manera más notable. Es to explica el porqué de las mayores deformaciones de los residuos al compararlos con los suelos naturales, pues los primeros presentan índi ees de huecos iniciales normalmente menores que los observados en los segundos (del orden de 1,2 a 1,4), salvo en caso de suelos fangosos con materia orgánica.

La recuperación de deformaciones en los residuos es del orden de la mitad de la observada en los suelos blandos naturales. Esto se debe a que el proceso de sedimentación de los lodos genera estructuras más estables una vez que éstos han consolidado.

El coeficiente de consolidación de los residuos de lavadero -2 -3 2 estudiados varían entre 10 y 10 cm /s, con lo cual se aportan nue_

vos datos sobre este parámetro, a la vez que se comprueban los valores obtenidos por otros investigadores. El máximo valor corresponde a los materiales arenosos (residuos gruesos) y el más bajo a los limo-arci­llosos (residuos finos).

En los casos estudiados no se encontró relación entre la dis­tancia al punto de vertido y el coeficiente de consolidación. Esto parece indicar que, más que el tamaño de las partículas, el factor que controla el valor de este parámetro es la forma de las mismas y la estructura que adoptan.

Se ha comprobado la validez de la aplicación de la fórmula de Hazen para estimar la permeabilidad de los residuos areno-limosos,

239.

no plásticos, a la vez que se ha extendido su aplicación a los resi­duos limosos de baja plasticidad.

Los residuos de lavadero presentan permeabilidades superiores a las encontradas en los suelos naturales de granulometrías y plasti­cidades semejantes, lo cual lleva a pensar que la permeabilidad es controlada por la forma angulosa de las partículas.

Se comprobó la validez de aplicación de la teoría de consoli­dación unidimensional de Terzaghi a los residuos gruesos de lavadero españoles, quedando por comprobar la validez de esta aplicación a re­siduos más finos como las arcillas fosfáticas y los lodos rojos. En este sentido los coeficientes de consolidación obtenidos por dicha teoría están de acuerdo con los coeficientes de permeabilidad obteni­dos por otros métodos, a través de la solución de Terzaghi.

Los resultados de los ensayos destinados a la determinación de los parámetros de resistencia al corte para los residuos de lavade­ro españoles, en condiciones drenadas, nos muestran que no existe prácticamente cohesión efectiva y que el ángulo de rozamiento efectivo varía entre 36 y 40° en los residuos gruesos y entre 28 y 32° en los finos. Este comportamiento es análogo al observado en las arenas y arcillas normalmente consolidadas.

El grado de consolidación afecta de manera importante las pro­piedades de resistencia al corte de los residuos, haciéndolos cada vez más densos, menos deformables y más resistentes.

Al igual que en los suelos naturales, el módulo de deformación tangencial G depende de la presión vertical de confinamiento. A medi da que aumenta el nivel de deformación, se observa una degradación del material, que se traduce en una reducción de este módulo. El cont£ nido de finos afecta el valor del parámetro. Así, los residuos con mayor cantidad de finos presentan valores más elevados del módulo, lo cual es razonable, ya que estos materiales presentan estructuras más cerradas.

240.

La aplicación del ensayo de corte directo para la medida de la resistencia al corte en condiciones drenadas es aceptable. Sin em­bargo, su aplicación en condiciones no drenadas no es recomendable, puesto que, dadas las permeabilidades de los residuos de lavadero, el drenaje que tiene lugar a consecuencia de la propia geometría del apa­rato es importante y afecta de manera importante al resultado del en­sayo.

El ensayo de corte simple presenta ventajas en relación con el de corte directo. Permite la obtención de envolventes no drenadas con precisión razonable, con la ventaja de que la preparación de prob£ tas no es más complicada que la del ensayo de corte directo. Por ello se justifica su empleo en los estudios a los fines de proyecto de obras.

Al comparar- las envolventes observadas obtenidas de los ensa­yos de corte simple y corte directo, las primeras presentan parámetros superiores, lo cual puede explicarse por el fenómeno de rotura progre­siva que tiene lug'ar por el corte físico de la probeta en el equipo de corte directo y las grandes deformaciones necesarias para agotar la resistencia al esfuerzo cortante.

La presentación de las curvas de variación de los parámetros de resistencia al corte con el grado de consolidación para los resi­duos de lavadero, constituye una aportación original, de gran aplica­ción práctica a los problemas de diseño de presas de residuos mineros.

Los ensayos dinámicos nos muestran que los residuos tienden a reducir su volumen durante el corte, lo cual causa una rigidizacion de la probeta. A lo largo de esta rigidizacion, el cambio de volumen es considerable y la tensión tangencial presenta dos valores pico.

Una vez que la probeta se ha rigidizado y que el corte dinámi­co tiene lugar a volumen constante, se observa una degradación del material hasta alcanzar una resistencia tangencial mínima.

241.

Por último, debe indicarse que la aplicación de los resultados obtenidos a un caso real (diseñado a partir de las recomendaciones sancionadas por la práctica) , en el cual se ha estudiado el efecto estabilizador del aumento de resistencia al corte con el grado de con­solidación de los lodos, muestra las indudables ventajas de la aplica­ción de la metodología desarrollada. Se concluye que el considerar este efecto lleva a un diseño más económico y racional de las presas de residuos, siempre y cuando se controle de forma adecuada la veloci­dad de recrecimiento. ' '"' ;-' B1 r ■:="'t- '■■ ::!:

Los resultados obtenidos abren nuevas líneas de investigación, destinadas al estudio de las propiedades de los lodos de lavadero y a la aplicación directa de éstas al diseño de las presas de residuos.

242.

2. RECOMENDACIONES

Aun habiendo alcanzado los objetivos descritos en el Capítu­lo 1, el carácter de este trabajo impone limitaciones a la amplitud del mismo. Por ello, es deseable prolongar los estudios llevados a cabo en esta Tesis, bajo la óptica de nuevas líneas de investigación:

- El estudio de los residuos mediante técnicas de Rayos X, a los fines de determinar las relaciones de la forma de las partículas con los parámetros geotécnicos, abre una gama de nuevas investigaciones.

- El empleo del equipo triaxial para el estudio de los residuos, una vez solventadas las dificultades en la preparación de las probetas a bajas densidades. Esto permitiría contrastar muchos de los resul­tados aquí presentados.

- La realización de análisis análogos a los presentados en esta Tesis para otros materiales residuales, tales como las cenizas volantes y las escombreras de mina. Estos estudios tendrían una aplicación práctica.

- Modificación del aparato de corte simple para conseguir una mayor versatilidad en la realización de los ensayos estáticos y dinámicos, con control automático del cambio de volumen, introducción de un sistema de confinamiento lateral regulable, de medida de presiones intersticiales, de mejora del control servo-electrónico, etc.

Todos estos caminos -y muchos más- quedan por recorrer. Pero no dudamos que otros -o nosotros mismos- los recorrerán en el futuro, en el intento del hombre -siempre insatisfecho- de conocer y dominar las leyes de la naturaleza.

B I B L I O G R A F Í A

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A P É N D I C E S

APÉNDICE A

BASES GENERALES PARA EL DISEÑO DE PRESAS DE RESIDUOS

A.l

A.l. SELECCIÓN DEL EMPLAZAMIENTO

A partir de la información disponible en cuanto al tipo de residuo a almacenar, volúmenes de operación de la planta, necesidades de agua de reciclado y vida útil de la explotación es posible el plan­teamiento de una serie de alternativas posibles, las cuales deben estu diarse para definir la solución final que mejor se ajuste a los reque­rimientos de estabilidad, economía y flexibilidad.

Básicamente, se estudian dos aspectos: selección del emplaza­miento y el plan de explotación, los cuales en la mayor parte de los casos van muy ligados entre sí, debido a que uno suele condicionar al otro.

La selección del emplazamiento, suele hacerse en base a una serie de factores de índole diversa que, a continuación, se enumeran:

- Ubicación relativa de la balsa respecto al lavadero

- Topografías

- Entorno geológico

- Hidrología e Hidrogeología de la zona

El primer factor envuelve dos aspectos: La distancia entre la balsa y el lavadero, que determina las longitudes de las tuberías de conducción, y la altura relativa entre ambos puntos, que afecta las condiciones del flujo, que puede hacerse por gravedad o bombeo. El estudio de la distancia suele hacerse dentro de un radio variable entre 2 Km (RODRÍGUEZ ORTIZ, 1986) y 8 Km (VICK, 1983), medido a par­tir del lavadero. Sin embargo, cada caso se estudia en atención a sus condicionantes específicos, que pueden dar lugar a distancias mayores. En la generalidad de los casos, lo deseable es ubicar la balsa a una cota inferior a la del lavadero, con el objetivo de mantener el flujo

A.2

de lodos por gravedad. Sin embargo, en algunos casos es preciso bom­bear los lodos, lo cual supone un coste de operación y mantenimiento más elevado. Cuando existen grandes desniveles en conducciones por gravedad, puede ser necesaria la colocación de estanques para la disi­pación de energía, por lo cual es recomendable el diseño de un trazado de pendiente suave.

La topografía es un condicionante muy importante. La tendencia es a la búsqueda de emplazamientos que proporcionen el máximo volumen de almacenamiento con mínimo volumen de dique. Este factor es el que determina las características de la ley altura/volumen y por tanto, interesan ubicaciones con pendientes suaves que a su vez se traducen en leyes sin cambios bruscos.

Las escalas de los planos a utilizar suelen variar dentro del rango que a continuación se indica:

- Cubicaciones preliminares : 1:25000 a 1:10000

- Estudios de detalle : 1:5000

- Implantación del dique y obras auxiliares: 1:1000

La geología de la zona debe considerarse bajo dos puntos de vista: capacidad portante del subsuelo de cimentación y condiciones de permeabilidad. El estudio de la capacidad portante nos lleva al diseño de la cimentación más adecuada, lo cual es fundamental sobre todo en los casos de subsuelos muy blandos o muy duros. Si no se pre-veen las medidas de apoyo adecuadas, se generan asientos diferenciales que causan agrietamientos en el cuerpo del dique con graves problemas a los efectos de las reparaciones requeridas y el consabido riesgo de rotura y flujo de lodos. La permeabilidad de la zona de cimentación es un factor que afecta la posición de la línea de saturación, a la vez que determina las medidas de control de filtraciones bajo la balsa En el caso de residuos potencialmente contaminantes, es preciso impe­dir el flujo de agua y por lo tanto deben de diseñarse estructuras

A.3

que garanticen la estanqueidad de la balsa. En zonas carstificadas el problema suele ser de difícil solución y precisa, por tanto, de estudios muy detallados. La metodología a seguir va desde el análisis bibliográfico inicial hasta la ejecución de los ensayos de campo y laboratorio necesarios para estimar las características geológicas y las propiedades geotécnicas de los materiales.

La hidrología aporta los datos necesarios para el diseño de las obras de drenaje y desvío de las aguas de escorrentía superficial. En algunos casos, la posición de la balsa dentro de la cuenca de dre­naje, puede determinar la necesidad de obras muy complicadas. En la Fig. A.l se presenta un caso en el cual es evidente que la localiza-ción de la cerrada en el punto A o B, determina en el primer caso un área de drenaje unas cinco veces inferior al segundo, lo cual afecta considerablemente el dimensionamiento de las obras de control de aguas superficiales. En general, interesa situar las balsas cerca de la ca­becera de cuenca a fin de reducir las aportaciones. Como norma prácti­ca, la cuenca de recepción no debe superar en más de 10 veces la super ficie de la balsa a fin de evitar aliviaderos importantes. "* _;.,..: \

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El flujo de aguas subterráneas bajo la balsa juega un papel importante al estudiar la migración de los contaminantes que eventual-mente pudiesen escapar. Además, la existencia de niveles freáticos altos, suele plantear problemas constructivos a la hora de realizar excavaciones, por lo cual se hace necesaria la construcción de obras que intercepten los flujos de agua.

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Los condicionantes sobre la selección del emplazamiento impo­nen una serie de restricciones, al punto de reducir las posibles ubi­caciones a un número suficientemente pequeño que permita el análisis más detallado de las alternativas para seleccionar la más adecuada. En la Tabla A.l se resumen los puntos antes comentados.

BALSA

BALSA ÁREA DE DRENAJE

ÁREA DE DRENAJE

Fig. A.I.- Áreas de drenaje en función de la posición relativa de la balsa dentro de la cuenca

A.5

FACTOR

Ubicación respecto del lavadero

Topografía

Hidrología

Geología

Agua subterránea

EFECTOS

Longitud de tuberías Costos de operación

Geometría del dique Volumen de rellenos

Diseño de obras de desvío Volumen de agua de escorrentía

Materiales de préstamo Pérdidas por filtración Estabilidad de cimentaciones

Cantidad y dirección de la fil­tración

Potencial de contaminación Humedad de los materiales de -préstamo

TABLA A.I.- Factores que afectan la selección del emplazamiento

A.6

A.2. VERTIDO DE LODOS

Los lodos son transportados desde la planta de proceso a un recinto de almacenamiento y, desde ahí, vertidos a la balsa de decan­tación. La concentración de la suspensión de lodos es variable, osci­lando entre el 15 y el 55% en peso (peso sólido por peso unitario de suspensión). En el caso de emplear espesadores, la concentración se mantiene entre el 40% y el 50% en peso. El transporte suele hacerse por tuberías o canaletas, y en función del gradiente hidráulico exis­tente, puede efectuarse por gravedad o a presión. Me ELVIAN y CAVIN (1972) han estudiado el transporte de residuos mineros a presión, mien tras que ARMCO (1970) hizo el estudio para el transporte por gravedad. Las redes de transporte deben ser cuidadosamente diseñadas pues debido a la alta viscosidad de la suspensión de lodos, las averías suelen ser muy frecuentes y lo deseable es disponer de un diseño flexible que facilite en todo momento las reparaciones que se consideren opor­tunas .

El vertido suele ser perimetral y el sistema depende del méto­do constructivo. En el método hacia atrás, se emplean "spigots", que permiten obtener una separación por gravedad de ambas fracciones: La más gruesa próxima al punto de vertido en tanto que la más fina (lamas) fluye hacia la balsa. En el método hacia adelante, se emplean ciclones para separar las arenas de las lamas y, en algunos casos, es preciso ciclonar dos veces para obtener arenas de calidad satisfactoria para la construcción. En la Fig. A.2, se presentan los dos métodos de ver­tido.

Otra alternativa de vertido de gran aplicación, consiste en el empleo de canaletas con orificios en la base. Las lamas, permanecen en suspensión para ser vertidas al final de la conducción, mientras que los gruesos van cayendo por los orificios. A efectos de impedir que el viento arrastre los residuos, se instalan sistemas de conduc­ción a la posición deseada. Este sistema es el empleado en las minas de Guajaraz (Toledo) y Reocín (Santander).

A.7

Spigots Tubería de descarga

Playa' Terraplén

(a) Vertido directo mediante spigots

AGUAS ARRIBA AGUAS ABAJO

BALSA DIQUE

IMPULSIÓN DE LODOS

(b) Vertido con ciclonado previo

Fig. A.2.- Diferentes formas de vertido. BERZAL (1973) y VICK (1983)

A.8

En todo caso, merece la pena señalar que todos los métodos de vertido descritos, presentan numerosos problemas durante el invier­no cuando las temperaturas bajan considerablemente, con lo cual el vertido debe hacerse directamente sobre la balsa.

Otro tema de interés en las balsas de decantación es la ex­tracción del agua en exceso, la cual generalmente suele recircularse hacia la planta, excepto en los casos en que resulte corrosiva. Para la extracción de estas aguas, suelen emplearse bombas o sifones monta­dos sobre muelles flotantes. En algunos casos, se han empleado torres verticales de decantación, con tomas a diferentes alturas y a medida que, se van depositando los lodos ya sedimentados, se van cerrando. La Fig. A.3 presenta el esquema de funcionamiento de los dos métodos de recirculación del agua clara.

El empleo de torres de decantación, tiene dos inconvenientes: primero, el hecho de que la tubería de recirculación atraviesa por el cuerpo de la presa y siempre existe el riesgo de rotura, lo cual causaría sifonamiento y posiblemente la rotura del dique exterior y segundo, al tratarse de obras, generalmente de hormigón, son suscepti­bles de sufrir daños por efecto de los componentes químicos del efluen te, particularmente, frente al ataque de ácidos y sulfatos.

Los muelles de decantación no presentan las desventajas de las torres y, en cuanto a su ubicación dentro de la balsa, son muy flexibles. SODERBERG y BUSCH (1977) han estudiado con detalle los meto dos de decantación y en su artículo presentan un estudio comparativo de ventajas y desventajas de cada uno de ellos.

A.9

Sifón o dique flotante

Línea de retomo del agua

Al lavadero

Ventanas abiertas

Ventanas cerradas

Al lavadero

Fig. A.3.- Recirculación del agua clara. VICK (1983)

A.10

A.3. EXPLOTACIÓN DE LA BALSA

Una vez seleccionado el emplazamiento, se determinan las posi­bles geometrías de los diques de cierre, que, generalmente, suelen estar condicionadas por la topografía, tal como se señaló en el aparta do anterior. Posteriormente, se determina el proceso constructivo más adecuado en función de las restricciones existentes en esta etapa de proyecto en cuanto a los siguientes aspectos: Sistema de vertido de los lodos, potencial contaminante de los residuos, existencia de mate­riales de préstamo o volúmenes de arenas procedentes de los residuos, velocidad de construcción requerida para satisfacer las necesidades de almacenamiento, condiciones de estabilidad del conjunto de la obra, tecnologías constructivas disponibles, etc. .

Una vez definidas la ubicación de la balsa y la geometría de los diques de cierre perimetral, es importante el estudio de la rela­ción entre los volúmenes de dique y el volumen de lodos almacenados; conocida como eficiencia de llenado de la balsa. Este término empleado por COATES y YU (1977) permite comparar diversas soluciones desde el punto de vista económico, pues el volumen de dique es un buen indica­dor del costo de la obra y la capacidad de almacenamiento indica el beneficio que se obtiene. Esta técnica de evaluación, penaliza los diques muy elevados, en especial aquellos que deben sobreelevarse para permitir el almacenamiento de grandes volúmenes de agua. En el caso de explotaciones durante periodos de tiempo muy largos, suele ser me­jor el empleo de diques sucesivos frente a la alternativa de un gran dique en la cola de la cuenca.

En la Tabla A.2 se presentan las ventajas y desventajas del empleo de soluciones de dique único o diques múltiples.

La metodología de evaluación y selección de la mejor alternati va en el caso de balsas mineras, ha sido planteada por NEUFVILLE y STAFFORD (1971) quienes proponen los siguientes pasos:

SOLUCIÓN

Dique único

Diques múltiples escalo nados

VENTAJAS

- Menor volumen de relleno - Obras de transporte y vertido de lodos más fijas

- En residuos contaminantes las obras de im permeabilización son más económicas.

- Costos iniciales menores - Afectan menos el medio ambiente - Mayor flexibilidad de operación - Más fácil la reexplotación de residuos

- Costo - Más p resid

- Requi - Los p exces

- El co - Cambi porte

Tabla A.2.- Ventajas y desventajas de soluciones con dique único o

A.12

1. Definición de objetivos: Pretende establecer los parámetros de eva­luación de alternativas.

2. Definición de medidas de efectividad: Determinar la forma de medir cuantitativamente la bondad de las alternativas.

3. Definición de alternativas: Consiste en definir posibles soluciones independientes para cada uno de los parámetros a estudiar.

4. Evaluación de alternativas: Se emplea una matriz de evaluación en la cual se combinan todas las posibilidades.

5. Selección de la mejor alternativa.

A.13

A.4. CONTROL DEL AGUA EN PRESAS DE RESIDUOS

Generalmente el agua es un factor fundamental a la hora de estudiar la estabilidad en presas. Es necesario considerarla desde dos vertientes: Por un lado, la determinación de los caudales de agua que pueden presentarse en un momento dado y, por otra parte, la forma como se evacúan estos caudales. Esto nos lleva a la necesidad de esti­mar las posibles avenidas asociadas a diferentes periodos de retorno y a la determinación de la posición de la línea de saturación en el cuerpo de la presa asociada a cada una de ellas.

En el diseño de una presa de residuos deben preverse instala­ciones de retención o desvío de las aguas de escorrentía y sistemas de evacuación y/o recuperación de las aguas decantadas. Estas obras se proyectan aplicando procedimientos análogos a los empleados en pre­sas de tierra convencionales, tomando las debidas precauciones en los casos de efluentes corrosivos y en el análisis de los empujes de los lodos sobre él cuerpo de la presa.

El estudio de las filtraciones a través del dique es fundamen­tal en el diseño, constricción y operación de una presa de este tipo pues es el principal condicionante de la estabilidad de la obra. Deben evaluarse los siguientes aspectos:

- Caudales filtrados a través del dique y su cimentación

- Posición de la línea de saturación

La evaluación de los caudales filtrados a través del dique y su cimentación, afecta el dimensionamiento de los órganos de desagüe y el balance del agua; pero además, en el caso de residuos cuyos efluentes sean peligrosos para el medio ambiente por razones de toxi­cidad, agresividad, radioactividad u otras será necesario impedir el escape de estas aguas , mediante el diseño de las estructuras que se

A.14

juzguen más convenientes en cada caso; pueden emplearse soluciones de soleras, pantallas, dentellones impermeables, obras de conducción y desvío, etc. . La discusión de este tema no entra dentro del alcance de este estudio.

La posición de la línea de saturación, determina el valor de las presiones intersticiales en el cuerpo de la presa y, por ende, sus condiciones de estabilidad. Por lo tanto, es de vital importancia su determinación en todo momento, para lo cual es fundamental el cono­cimiento de las permeabilidades de los diferentes materiales que cons­tituyen la obra. Esto como ya se ha indicado anteriormente, es bastan­te complicado en vista de las heterogeneidades que se presentan en los cuerpos de las presas de residuos tanto por lá\ naturaleza del mat£ rial de aportación, como por las características del proceso construc­tivo. Sin embargo, un buen análisis previo de las condiciones espera­das en el futuro, permite el diseño de un plan de ensayos adecuado para determinar los diferentes valores de interés. El control durante el desarrollo de la obra, así como la adecuada instrumentación, garan­tizan en todo momento valores reales de coeficiente* de permeabilidad y por tanto es posible obtener buenos resultados de la aplicación de los métodos de determinación de la posición de la línea de saturación.

La evaluación de los caudales de filtración y la posición de la línea de saturación, puede hacerse empleando métodos de cálculo analíticos o soluciones gráficas basadas en el dibujo de la red de filtración que cumpla con las condiciones de contorno del problema a estudiar. Pero esto último solo es sencillo en el caso de régimen permanente.

Para la aplicación de las soluciones gráficas que se van a explicar a continuación es necesario garantizar las siguientes hipóte­sis:

- Flujo estacionario, para lo cual la velocidad de ascenso de los lo-lodos suele limitarse a un valor inferior a 3 m/año, esto con el

A.15

objeto de cumplir con la ley de Darcy, a la vez que se asegura que no tenga lugar el arrastre de material fino.

- Las variaciones de la permeabilidad media a lo largo del dique, se corresponden con las señaladas en cada caso de estudio.

Adicionamente, es necesario tener en cuenta que las pérdidas por fricción a lo largo del recorrido del agua a través de los lodos son mayores que las estimadas en estos métodos, sin embargo, si el nivel del agua se sobreeleva por encima del nivel de los lodos, se pierde esta condición; por lo tanto la solución obtenida genera valo­res que oscilan entre las cotas superior e inferior.

En el caso particular de un dique de cerramiento drenante de permeabilidad homogénea, la solución de cota superior, corresponde al caudal de agua expulsado por los lodos, debido al proceso de conso­lidación bajo la acción de su propio peso, el cual puede estimarse aplicando la siguiente ecuación propuesta por McWROTHER (1979):

en la cual: ~~\

K = coeficiente de permeabilidad en m/seg

h = altura de la balsa de lodos en m

. = peso específico de los lodos saturados

= peso específico del agua

m = velocidad de ascenso de los lodos en m/año

C = coeficiente medio de consolidación en m/año

La Fig. A.4 presenta diferentes posiciones de la línea de sa­turación de diques homogéneos sin drenaje. En primer lugar, cabe desta

A.16

a) SEGÚN PERMEABILIDAD DEL CIMIENTO

khAvjIO

b) DIQUE Y CIMIENTO DE ANÁLOGA PERMEABILIDAD

K? = 0

BASE IMPERMEABLE

c) CIMIENTO PERMEABLE POCO POTENTE

BASE IMPERMEABLE

d) CIMIENTO PERMEABLE DE GRAN POTENCIA

Fig. A.4.- Diferentes posiciones de la línea de saturación en diques homogéneos sin drenaje.tomado de RODRÍGUEZ ORTIZ (1986)

A.17

car que la posición de la línea de saturación depende de los siguien­tes factores:

- Relación entre las permeabilidades del dique y del cimiento

- Relación entre las permeabilidades verticales y horizontales (KH/Kv) en el cuerpo del dique

- Potencia del cimiento

En la medida en que la permeabilidad del cimiento es mayor, la línea de saturación baja, lo cual se traduce en una reducción de las presiones intersticiales y un aumento de la estabilidad.

CASAGRANDE (1937) encontró soluciones para la mayor parte de las redes de filtración correspondientes a los casos de dique homogé­neo sobre cimiento impermeable. Posteriormente han sido ampliadas por otros autores (HUANG, 1981). Dichas soluciones aparecen en casi todos los libros de Geotecnia y Mecánica del Suelo en los capítulos destinados al estudio de Filtraciones y Redes de Flujo y en el Manual para el/Diseño y Construcción de Escombreras y Presas de Residuos Mine_ ros publicado recientemente por RODRÍGUEZ ORTIZ (1986).

Las soluciones antes comentadas, no incluyen el efecto de la circulación del agua a través de los lodos sobre la red de filtración. Para este caso las redes de corriente en presas de residuos; deben tomar en cuenta la filtración por debajo de la presa y la diferencia de permeabilidad entre las diferentes zonas. Ver RODRÍGUEZ ORTIZ (1986)

El caso de los diques autorrecrecibles (hacia aguas arriba) ha sido estudiado por ABADJIEV (1976), llegando a los abacos indicados en la Fig. A.6 para la determinación de la línea de saturación. El procedimiento, se basa en asumir una variación exponencial de la per­meabilidad desde el estanque de los lodos hasta el talud aguas abajo del dique y resolver el problema de la red de filtración aplicando la teoría clásica.

a) DREN DE PIE

TAPIZ, DRENANTE

BASE IMPERMEABLE

K2=2KI Hfsttaíll'

BASE IMPERMEABLE

b) TAPIZ O MANTO DRENANTE

Fig. A.5.- Diversas soluciones de redes de corriente en presas de r siduos. (Reproducido de RODRÍGUEZ ORTIZ, 1986)

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Fig. A.6.- Desarrollo de la línea de saturación en diques con variación p permeabilidad. (Reproducida de ABADJIEV, 1976)

A.20

Otras soluciones, son el empleo de métodos numéricos tales como el de relajación, diferencias finitas, elementos de contorno, etc. Pero para la aplicación de estos métodos se requiere un conoci­miento más profundo de las propiedades puntuales de todos los materia­les que constituyen el dique; a la vez que se precisa del empleo de programas de ordenador que no siempre están disponibles.

A.21

A.5. EVALUACIÓN DE ALTERNATIVAS DE DISPOSICIÓN DE RESIDUOS

El proceso de decisión sobre la mejor solución, lleva implíci­ta la generación de varias posibles alternativas y su comparación en­tre ellas a través de sus ventajas y desventajas relativas con el obje to de seleccionar las más convenientes en base a una serie de condicio nantes pre-existentes.

Hace unos años, la selección de la mejor alternativa era un proceso sencillo, simplemente se evaluaban los costes de cada una de ellas y se escogía la más económica. Actualmente, esto no es así; los factores ambientales tienen una importancia relevante y en muchos ca­sos superior a la del factor económico. Por una parte debido al mayor interés de las naciones en la conservación y protección del medio am­biente y, por otra parte, la existencia de legislación relativa al me­dio ambiente, llevan al cumplimiento de condiciones cada vez más es­trictas que hacen que este factor ambiental desempeñe un papel funda­mental en la decisión sobre la mejor solución a adoptar.

Una vez que han sido definidas todas las alternativas posibles, es necesario homogeneizar las soluciones y compararlas, de manera tal que el proceso de selección de la más adecuada sea sistemático. Una forma de lograr esto, es mediante el procedimiento que a continuación se detalla:

1. Se diseña una matriz capaz de permitir la introducción de todas las variables que intervienen en el proceso. En una columna se pre­sentan todas las alternativas posibles y en una fila se presentan las variables. A cada variable se le asigna un "peso" en función de su importancia relativa, de tal forma que cada una de las alter­nativas quede definida por una serie de números en función de su variables.Finalmente se calcula el resultado de todas las operacio­nes y cada alternativa queda perfectamente definida. Este procedi­miento está basado en la metodología de HILL (1968), quien inicial-mente lo propuso para el planeamiento' de carreteras.

A.22

2. Se realiza un análisis de sensibilidad con el objeto de investigar la variación entre las alternativas cuando cambian algunos factores. Este paso es fundamental porque permite la obtención de envolventes que deben ajustarse a las diferencias de los distintos evaluadores, es decir que eliminan el factor personal del criterio de selección.

3. Los factores de incertidumbre deben incluirse también y, es aquí donde entra con gran fuerza el criterio personal, para la determi­nación de las probabilidades de ocurrencia de algunos sucesos. En algunos casos, pueden emplearse métodos estadísticos generales, pero lo más frecuente es una estimación personal del riesgo.

Mediante la aplicación de este método, se llega finalmente a un pequeño número de alternativas generalmente, 2 ó 3 que satisfacen los objetivos definidos al inicio del proceso con calidades análogas. La selección de la más conveniente se logra finalmente ajustando las soluciones a otros criterios exogenos que no se han incluido en el análisis.

A.23

A.6. PROCEDIMIENTO GENERAL PARA LA EVALUACIÓN MATRICIAL. CONSTRUCCIÓN

DE LA MATRIZ

Los procedimientos de evaluación mediante el empleo de matri­ces han sido empleados en diversos tipos de análisis de diversos tipos de planeamientos de objetivos múltiples, entre ellos: Ubicación de plantas térmicas, diseño de vialidades y explotación de recursos hidráulicos. Sin embargo, la aplicación del método a la disposición final de residuos es todavía nueva y está en vías de establecimiento.

El procedimiento general es el siguiente:

1. Definición de los aspectos fundamentales: En el caso de los resi­duos, podrían ser los siguientes:

- Ubicación del emplazamiento donde se verterán los residuos

- Método de disposición de los residuos

- Explotación del Sistema Conjunto

2. A cada uno de esos aspectos, se les analiza en particular para cada alternativa, en atención, a los diferentes condicionantes que les afectan, como pxieden ser: Costo de la operación, Volúmenes de filtra ción, Contaminación Ambiental, Facilidades constructivas y Volúme­nes de Almacenamiento. A estos condicionantes se les asigna un "peso" relativo a su importancia en cada aspecto y con ese criterio único, se procede a cuantificar las alternativas para asignar a cada una de ellas un valor que sopese la influencia de todos los aspectos seleccionados. El procedimiento de asignación del "peso" de cada condicionante es bastante subjetivo, pues el proceso con­siste en determinar la importancia relativa de un factor respecto de varios.

Una vez definida la matriz y sus correspondientes factores de "peso", se analiza cada alternativa, asignando un valor al grado

A.24

de satisfacción con que se alcanza cada uno de los objetivos prefija­dos, para poder cuantificar la bondad de las alternativas y comparar así entre ellas.

El análisis de sensibilidad, consiste en variar los "factores de "peso" fijados anteriormente, con el objeto de detectar aquellas soluciones cuya elevada puntuación se debe al hecho de que satisfacen en muy alto grado un único objetivo y por lo tanto su selección como la mejor solución podrá ser errónea debido a que su cumplimiento del resto de los objetivos puede ser insuficiente.

Finalmente, el riesgo, que se corre en cada caso, puede ser un factor decisivo y consiste en determinar la probabilidad de que las cosas ocurran como las hemos pensado y es aquí donde no existen suficientes datos para el establecimiento de esas probabilidades, de tal forma que el ingeniero establece una serie de márgenes de opera­ción dentro de los cuales él espera que se mantengan sus variables con el objeto de contabilizar finalmente y llegar a la solución ópti­ma.

A.25

A.7. MÉTODO DE KLOHN PARA EL ANÁLISIS DE ESTABILIDAD DE TALUDES SOME­

TIDOS A ACCIONES DINÁMICAS

En primer lugar, se definen los siguientes conceptos dinámi­cos:

- Número de ciclos equivalentes: Es un concepto establecido por SEED et al., (1975) y es el número de ciclos N de frecuencia constante y aceleración pico igual a una fracción de la aceleración máxima de diseño, capaz de licuar un suelo saturado en condiciones análogas a las que tendría lugar si ocurriese un terremoto con patrón de agi­tación irregular.

- Aceleración máxima de diseño: Es la máxima a efectos de cálculo y se toma del estudio de riesgo sísmico en función de la magnitud esperada para el sismo de diseño. _. Vi ,. i j£

- Coeficiente sísmico: Es un porcentaje de la aceleración de gravedad que se toma para hacer análisis pseudo-estático.

KLOHN et al., (1977) realizaron una investigación detallada sobre el desarrollo de presiones intersticiales en muestras anisotró-picamente consolidadas, sometidas a acciones de carga cíclica en el aparato triaxial. Las muestras eran arenas ciclonadas procedentes de minas de cobre. Después de cuarenta ensayos triaxiales realizados a diferentes relaciones de consolidación Kc(l^. Kc 2.2) siendo Kc = = { / ^ 4 C ' llegaron a la siguiente expresión para evaluar el incremen to de presión intersticial cíclica, válida solamente para ciclos de carga uniformes: I

^ c^ = incremento de presión intersticial en el ciclo N

Q"a¿. = esfuerzo principal menor efectivo en el punto de interés antes del sismo

A.26

>- N = número de ciclos de agitación para los cuales se calcula el incremento de presión intersticial

N = número de ciclos requeridos para incrementar la presión de poros en un 50% del valor del esfuerzo principal menor efec­tivo

C¿ = exponente que depende de las tensiones cortantes iniciales

En la práctica, N _ , se determina a partir de la siguiente bu

ecuación:

(2)

0 dcy donde: SR = p — Relación de esfuerzos cíclicos en el aparato • •- - ■ (J*3c triaxial - "*■ ^' " ' "~- ■ '•-=-'

a y b son constantes que dependen de la densidad y de las con­diciones de esfuerzo cortante iniciales:

a = ai(Kc - l ) 2 + a (3;

b = b (Kc - l ) 2 + b 2 (4]

Adicionalmente, el incremento de la presión intersticial estática, responde a la ecuación:

A J C - Acr, + A (Acn, - Acr3) s r , .-^3 + ^ ^ ^ . * , ( 5 )

Donde el valor de A (Skempton) debe determinarse mediante ensayos tria xiales, consolidados no drenados con medidas de presión de poros, está ticos.

Los análisis pseudo-estáticos de estabilidad de taludes, repr£ sentan los esfuerzos sísmicos como una carga horizontal aplicada con-

A. 27

tra el cuerpo de la presa. Al aplicar las ecuaciones de desarrollo de presiones intersticiales, se toma en cuenta la reducción de la re­sistencia al corte del suelo por disminución del esfuerzo efectivo. Esto sin duda, mejora notablemente la calidad del análisis de estabi­lidad y nos acerca más a una solución más real del problema.

La Fig. A.9 presenta una sección típica para el análisis. Se observan todas las fuerzas que actúan sobre una rebanada cualquiera. Lo novedoso del método, consiste en tomar ' y (- _ en la base de la rebanada. Estos esfuerzos son importantes, porque nos permiten estable: cer relaciones con parámetros que son medibles en el laboratorio. Del círculo de Mohr, tenemos la siguiente relación:

■ tfy - 0 ¡ l + zCf/sznWo-t&'/z) (=t)

Estrictamente hablando, las ecuaciones 6 y 7 son válidas en condiciones de falla; pero aún así, su empleo está dentro de la segur_i dad y por lo tanto, constituyen una buena aproximación de lo que ocu­rre en la realidad.

Las relaciones entre los esfuerzos efectivos principales mayor y menor son:

Relación principal de esfuerzos

Relación principal de esfuerzos de consolidación

Relación de esfuerzos luego de que los lodos han licuado

Para calcular la sección típica de talud se dibuja la posible superficie de rotura y sé divide en rebanadas. Se calculan los pesos y las fuerzas externas, incluyendo las presiones estáticas. Después se aplica el siguiente procedimiento:

V-K C C

fyí--

«y

(

<r3'U

ARENA CICLONADA COLOCADA HIDRÁULICAMENTE

p, :EMPUJE HIDROSTATICO

P2 : EMPUJE EN REPOSO DE LOS LODOS SUMERGIDOS

P3 INCREMENTO DE EMPUJE POR LA LICUEFACCIÓN DE LOS LODOS

F i g . A . 9 . - Sección de a n á l i s i s de e s t a b i l i d a d de t a l u d e s . (KLOHN, 1978)

A.29

- Se hace un análisis de estabilidad estático. Se aplican las ecuacio­nes 6 y 7 para determinar^--' y^ ' en cada rebanada.

- Se determinan los empujes sobre el cuerpo de la presa, debidos a la licuefacción de los lodos del estanque. Se realiza un segundo análisis de estabilidad con las nuevas fuerzas. Recalcular 0 ' y

£>fl-

- Con los cambios en los esfuerzos principales A(T ± y A(T3 se calcula el incremento de la presión intersticial estática para cada rebanada.

- Se repite el análisis de estabilidad con las condiciones de esfuer­zos anteriores, sumando el efecto de la presión intersticial está­tica.

- Calcular el esfuerzo cortante dinámico Ce „, para cada rebanada; para í d

lo cual se realiza un cuarto análisis de estabilidad, en el cual la fuerza horizontal se hace igual a los efectos inerciales de la masa sobre la superficie de falla y está aplicada conjuntamente con todas las fuerzas de los pasos anteriores. Una vez conocido £rñ> se calcula el esfuerzo cortante cíclico f (= 7-, - 2T~-,~)

*~ cy *—fd <-"fl2

- Se calcula la relación de esfuerzos compatibles con el ensayo t r i a ­x ia l c í c l i co :

5 £ - ^ctf J— • £j- ■ Dr (U4>)_ (8) tf^li C<? c*- S><(camfo)

C = Coeficiente de agitación multidireccional H

D ., , . = Densidad relativa a la cual se hace el ensayo triaxial r(lab) J

D / . = Densidad relativa en el punto de interés en el campo r(campo)

C = Coeficiente que transforme los esfuerzos cortantes y norma­les í—cy y 0 a esfuerzos principales mayores y menores:

A. 30

W = ^ ( 9 )

C = Coeficiente que corrige la diferencia entre la presión de confinamiento del laboratorio y la del campo

cr¿ (UU; -i :io)

J = 0,133

C =0,8 constante para ' „ /J/ 5 Kg/cm

Con el valor de la relación de esfuerzos SR, calcular para cada re­banada N,-..

bu

Calcular para cada rebanada el incremento de presión intersticial cíclica Ucy aplicando la ecuación 1.

Con los valores de Ucy recalcular la estabilidad con el sistema de fuerzas anterior, obteniendo así el factor de seguridad al desli­zamiento durante el último ciclo del terremoto.

Si se desea, se restan las fuerzas dinámicas del sistema de fuerzas del punto anterior y se recalcula la estabilidad contra el desliza­miento después del terremoto.

APÉNDICE B

EQUIPOS DE LABORATORIO

B.l

B.l. EDOMETRO CONVENCIONAL

Este equipo edométrico fué ideado por Casagrande. Esencialmen­te, consiste en un anillo portador que permite la compresión del suelo confinado entre dos placas porosas. La deformación lateral es nula debido a la rigidez del anillo. La deformación vertical se mide median te un comparador que controla el desplazamiento relativo del cabezal de carga. La Fig. B.l presenta un esquema de la célula edométrica de­sarrollada en el antiguo Laboratorio del Transporte y Mecánica del Suelo y la E.T.S. de Ingenieros de Caminos de Madrid. Se observa que el comparador colocado sobre el yugo de carga, no sólo mide la deforma ción del suelo, sino que también mide la que sufren los puntos inter­medios; es por ello que las piezas "a" y "b" suelen fabricarse de material endurecido a fin de que sus deformaciones sean despreciables frente a las del suelo. Otra deformación adicional, no controlada, puede ocurrir cuando los edometros están colocados sobre una bancada común y la viga que les sirve de apoyo se deflecta por el peso de las cargas. Para ello se han ideado células con portacomparadores adosa­dos que solo miden las deformaciones de la célula.

Descripciones más detalladas de este equipo pueden consultar­se en el libro Geotecnia y Cimientos I (JIMÉNEZ SALAS y JUSTO, 1974).

Las principales desventajas de este edómetro son las siguien­tes:

- No es posible controlar el drenaje.

- No pueden medirse presiones intersticiales.

- La fricción lateral reduce la carga vertical en un factor desconoci­do, aunque un tamaño de muestra mínimo (70 mm) parece reducir este problema.

- La distribución de presiones verticales sobre la muestra no es uni­forme por las condiciones de deformación vertical constante, impues­tas por la rigidez del yugo de carga.

B.2

PORTACOMPARADOR

CÉLULA OE PLÁSTICO TRANSPARENTE

R A N U R A S PARA C A N A L I Z A R E L D R E N A J E DE L A P I E D R A P O R O S A I N F E R I O R

Fig. B.I.- Esquema de la célula edométrica de anillo fijo, desarrollada en el -Laboratorio del Transporte y la E.T.S. de I.C.C.P. de Madrid. (JIMÉ­NEZ SALAS y JUSTO, 1974)

B.3

- El sistema de aplicación de carga no permite la aplicación de ten­siones variables de modo continuo.

- La aplicación de la carga por escalones puede ocasionar un impacto en la muestra, lo cual es muy importante en suelos susceptibles, que podrían variar su estructura. En los lodos esto también es im­portante por tratarse de suelos muy blandos.

- El tamaño de los equipos edométricos convencionales, condiciona la granulometría de los materiales a ensayar y, en algunos casos, re­sultan demasiado pequeños.

A pesar de todos estos inconvenientes, este equipo es muy uti­lizado, entre otras razones porque existen muchos datos para diferen­tes tipos de suelos obtenidos con todas esas limitaciones. Además, la ejecución del ensayo es muy sencilla y no requiere de muchos contro les especiales, únicamente tener presentes las limitaciones y aplicar coeficientes correctivos donde ello sea posible. Además, el coste de estos aparatos es relativamente reducido.

■-.'■'"- El procedimiento general para realizar este ensayo es el si­guiente: La muestra es colocada en el anillo edométrico debidamente enrasada, se saturan previamente las piedras porosas y se monta la célula completa atornillando las partes móviles. Posteriormente se coloca el pistón de carga vertical, se ajusta la lectura del compara­dor y se aplica la primera carga vertical. Generalmente la carga vert£ cal suele aplicarse de manera tal que cada nuevo escalón de carga es el doble del anterior. En los ensayos realizados para esta tesis se han aplicado cargas en la siguiente secuencia: 0,1-0,2-0,4-0,8-1,6-

2 -3,0-6,0 y 10 Kg/cm . Posteriormente, la descarga se ha hecho desde 2 2 2

10 Kg/cm hasta 0,1 Kg/cm , pasando por 3 y 0,8 Kg/cm . Entre un esca­lón y el siguiente se esperaban 24 horas, para permitir la consolida­ción de la probeta, controlando además las lecturas del comparador de deformación vertical, pues en algunos suelos de granulometría muy fina, fue necesario recurrir a tiempos mayores.

6 .4

La curva de consoidacioón suele obtenesse a través de la lec­tura de los movimientos verticales a lo largo del tiempo para cada escalon de presion exterior aplicado.

B.5

B.2. CÉLULA EDOMETRICA HIDRÁULICA

Esta célula edométrica, descrita por ROWE y BARDEN en 1966, presenta las siguientes ventajas con respecto de las células conven­cionales:

- Permite ensayar muestras de gran tamaño.

- El sistema hidráulico de aplicación de las cargas, permite la apli­cación de cargas continuas.

- Pueden simularse condiciones de tensión o deformación uniforme me­diante el empleo de piedras porosas flexibles o rígidas.

- Puede controlarse el drenaje.

- Pueden medirse las presiones intersticiales en la base del aparato durante la consolidación.

- Pueden hacerse medidas directas de la permeabilidad, provocando flu­jos de agua a presión controlada a través del circuito de presión de cola.

La Fig. B.2 presenta el esquema general de una célula de este tipo, que está constituida por las siguientes partes: El cuerpo de la célula, desmontable y atornillable a todas las conexiones de drena­je, presión de cola y presión intersticial; la membrana de goma para la aplicación de las cargas verticales, mediante sistema hidráulico de presión; el comparador para la medida de las deformaciones vertica­les en el centro de la probeta y el equipo hidráulico para el suminis­tro de presión, que puede ser un sistema de vasos de mercurio o un sistema de aire-agua a presión, según el caso.

En esta investigación se han empleado dos células Rowe: Una de 25 cm de diámetro y otra de 7,62 cm de diámetro, dependiendo de la cantidad de muestra disponible en cada caso.

B.6

C U A O R A N T E O T R A N S D U C T O R DE D E F O R M A C I O N E S

SOPORTE RÍGIDO L INEA DE SUMINISTRO DE AGUA A PRESIÓN CONSTANTE ^ J N

JUNTA TORICA

CONOUCClON F L E X I B L E

V Á L V U L A DE CONTROL OE A J E

C O N T R A P R E S I Ó N

OE BRONCE P O R O S O T R A N S D U C T O R DE P R E S I O N E S

ES r V l N S T E R S T I C J A L

PIEDRA POROSA V Á L V U L A A

S I S T E M A OE VÁLVULA D E S A I R E A C I O N

B

ig. B.2.- Esquema de la Célula ROWE y BARDEN (1966)

B.7

Los ensayos han sido realizados manteniendo constante la ten­sión vertical, para lo cual se han empleado piedras porosas flexibles.

Las características de esta célula permiten la medida de la permeabilidad de la probeta mediante inyección de un flujo de agua a presión, a través del circuito de presión de cola. El procedimiento es el siguiente:

l2) Se consolida la muestra bajo la presión vertical exterior deseada.

29) Se inyecta agua a una presión inferior a la de célula.

32) Se espera que el caudal del drenaje sea constante.

49) Se miden volúmenes de agua filtrados en función del tiempo de observación.

59) Conocidas las presiones, los caudales y la geometría de la probe­ta, se calcula la permeabilidad bajo las siguientes hipótesis:

a) El flujo se mantiene en régimen laminar y por tanto es aplicable la ley de Darcy.

b) El gradiente hidráulico es disipado en su totalidad por el agua fluyendo a través del suelo.

c) No hay almacenamiento de agua en el interior del suelo.

d) El suelo está totalmente saturado.

Para la medida de los volúmenes de agua, se empleaban recipien tes de cristal con aceite, para permitir la medida del agua desaloja­da por diferencia de pesada, sin riesgos de evaporación. Se hacían al menos cinco lecturas en cada caso, teniendo especial cuidado de vigilar que no se produjeran variaciones de altura en la probeta, con el fin de garantizar que el caudal evacuado correspondía al agua in­yectada por el circuito de presión de cola y no a expulsión por conso­lidación adicional. Aún así, siempre se observaba una reducción de

B.8

altura de la probeta del orden de 0,2% como máximo, debida al reacomo­do de las partículas por efecto de la contrapresión aplicada.

La ejecución del ensayo es análoga a la del edómetro convenció nal. Es necesario tomar precauciones especiales para extraer el aire de los conductos, para lo cual se purgan todos los circuitos. La satu­ración de la probeta se logra mediante la aplicación de una ligera

2 presión 0,1 Kg/cm de agua a través del mecanismo de presión de co la. Algunos autores recomiendan la aplicación de una delgada capa de silicona en las paredes verticales de la célula, con el objeto de redu cir la fricción lateral que tiene lugar. La máxima presión de célula que puede aplicarse viene limitada por la capacidad del sistema hi­dráulico y por las características de la célula, que debe garantizar que no baje la presión. En las células que se emplearon para esta te­sis -las disponibles en el Laboratorio de Geotecnia y Cimientos de la E.T.S. de Ings. de Caminos de Madrid- se podían alcanzar entre

2 8 y 10 Kg/cm , según el modelo.v

B.9

B.3. PERMEAMETRO DE CARGA CONSTANTE

Se utilizó el equipo existente en los Laboratorios de Geotec-nia y Cimientos ya citado. La Fig. B.3 muestra un esquema del aparato, en el cual pueden observarse las siguientes partes:

1. Célula transparente para la colocación de la muestra de suelo.

2. Conjunto de piezómetros para la medida de las presiones.

3. Esquema móvil para mantener la presión del agua.

El procedimiento de ensayo, consiste en verter la muestra de suelo con la ayuda de un embudo y una manguera de goma, a fin de garan tizar que el material se deposite en un estado suelto. Posteriormente se llena de agua la célula inyectando agua de abajo hacia arriba, a fin de facilitar la salida del aire atrapado. Se gradúa la altura del estanque de manera tal que la muestra no sifone. Se espera a que el flujo de agua sea constante y se hacen medidas del caudal desalojado y de las diferencias de altura piezométrica. Posteriormente, se cal­cula el valor de la permeabilidad.

Las principales precauciones a considerar son las siguientes:

a) Durante la colocación del material, debe tenerse especial cuidado de evitar que tenga lugar la segregación, puesto que si la fracción fina constituye estratos laminares el resultado del ensayo puede ser severamente afectado.

b) Durante la saturación y el resto del ensayo, debe vigilarse que no ocurra sifonamiento de la muestra por exceso de gradiente hidráu lico. Esto se observa perfectamente, pues se forman canales entre la célula y el suelo por los cuales fluye el agua.

c) Si durante el ensayo, se observa una reducción de la permeabilidad, es posible que ésta se deba al aire atrapado en los conductos, el

B.10

_ / * >

Comunicación con la atmosfera

Ctlulo del permeámetro

Fig. B.3.- Permeámetro de carga constante proyectado por J.L. Justo

B.ll

cual solo puede eliminarse empleando agua destilada desaireada en lugar de agua corriente.

d) Las variaciones de temperatura durante el ensayo afectan la densi­dad del agua y en algunos casos, esto puede incidir sobre el valor de la permeabilidad, especialmente en el caso de diferencias muy marcadas.

e) El arrastre de finos, en algunos casos, suele ocasionar la forma­ción de láminas delgadas por la deposición de estos materiales, lo cual genera una capa de baja permeabilidad con relación al con­junto, alterando el resultdo del ensayo. En otros casos, los finos escapan por los diferentes tubos piezométricos, y esta pérdida de material da como resultados permeabilidades superiores a las rea­les, además, se forman "canales" de flujo preferencial.

B.12

B.4. EQUIPO DE CORTE DIRECTO

El primer ensayo de Corte Directo en "sensu estricto", en sue­los, fue realizado por COLLIN en 1846, aunque en los libros de Leonar­do Da Vinci ya existían esquemas de aparatos similares para ensayos de rozamiento. Sin embargo, desde la primera caja de corte de Collin hasta nuestros días, se ha conservado el ensayo prácticamente sin mo­dificaciones. Los equipos se han mejorado en cuanto a sus capacidades de toma y lectura de datos, pero no han modificado, en general, la idea inicial del ensayo.

En todos los ensayos de corte directo la muestra es confinada lateralmente por anillos o placas rígidas, dependiendo de la sección del equipo que puede ser cuadrada o circular. La rotura ocurre sobre un plano predeterminado mediante un movimiento de rotación o trasla­ción, según que la muestra sea hueca o sólida.

Se pueden controlar dos parámetros: tensión o deformación. En los ensayos de tensión controlada, se incrementa la carga tangen­cial y se espera a que la deformación se mantenga constante. En los ensayos de deformación controlada se aplica una velocidad de deforma­ción constante y se hacen lecturas sucesivas de los esfuerzos tangen­ciales que se generan. Este suele ser el ensayo más frecuente.

Según la permeabilidad de las muestras.se pueden realizar en­sayos drenados y no drenados, ajustando las velocidades de deformación durante el proceso de corte.

En la E.T.S.I.C.C.P. de Madrid, se dispone de un equipo de Corte Directo modelo WF2500, diseñado por el profesor A.W. Bishop del Imperial College de ^Londres. Este aparato, permite realizar- ensayos de deformación controlada y de tensión controlada, según interese. La Fig. B.4 presenta un esquema del equipo.

La caja de corte es metálica de sección cuadrada de 6 cm de lado. Está partida en dos, siguiendo la dirección del plano horizon-

B.13

Mierometro poro deformación vért ice!

Aoue aut rod to 10 cajo 6e c o n t Dispositivo de troccion ^ \

Goto dt coroc : L. ¡ Esíuerzc contente medido COT un cnilio

12. ■j Cojinetes

SECCIÓN DE LA CAJA DE CORTE

GCTO de coreo movido po r

motor eléctrico y cojo oe veíocidodes

j~;-\ ¡; . r «St.ní. >.t.,.^-< i ■

Gotode husillo

YuQO Guie de cojinetes

tuce

Peses ocre presiones normales peoueñes

DISPOSICIÓN DEL SISTEMA DE CARGA

Fig. B.4. - Aparato de deformación controlada, tipo BISHOP, con dispositivo de tracción para invertir el sen tido de recorrido.

B.14

tal. Ambas mitades pueden fijarse y ajustarse perfectamente mediante tornillos. Existe también una caja de sección circular de 5 cm de diá­metro.

La aplicación de la carga vertical se hace mediante un yugo que dispone de una palanca 5:1 y un tornillo para la correcta nivela­ción de la misma. El yugo descansa sobre una esfera metálica colocada sobre el cabezal de carga, que asegura una distribución uniforme de la tensión vertical. - ' ^ x - r . ■.-.-;.-

Una vez preparada la probeta, se coloca la caja de corte en el transportador, especialmente diseñado para retener la mitad infe-riod de la caja, dejando libre la parte superior con el objeto de per­mitir el corte de la probeta. El transportador, descansa sobre unos rodamientos de precisión con guías en forma de "V" de manera que se garantiza que los movimientos sean únicamente horizontales. A conti­nuación, se ajustan los comparadores para la medida de las deformacio­nes verticales y horizontales. Finalmente, se aplica la carga verti­cal.

El corte puede realizarse de dos formas: manual o mecánica. Cuando se desean efectuar ensayos muy rápidos, suele hacerse de forma manual, mediante un tornillo con camisa, accionado por una manivela. La ejecución mecánica es posible gracias a un motor de engranajes que permite la aplicación de 25 velocidades diferentes comprendidas dentro de un rango que va desde 1,34 mm/min hasta 0,000500 mm/min.

Durante el corte de la probeta, la mitad superior de la caja permanece fija mientras que la mitad inferior es desplazada junto con el transportador, empujado por el tornillo guía. De esta forma, tiene lugar el corte físico de la muestra. La mitad superior de la caja va unida a un anillo de carga que permite medir la fuerza cortante que se desarrolla. Esta fuerza es la suma de la que se desarrolla en la superficie de rotura del suelo y de las fricciones del equipo. Por lo tanto, deben revisarse periódicamente todas las partes y realizar controles a fin de no afectar las medidas por rozamientos parásitos.

B.15

A los efectos del cálculo de las tensiones principales, se hace la hipótesis de que el plano de falla es horizontal de forma que disponemos de las tensiones de rotura sobre el mismo y podemos enton­ces dibujar el círculo de Mohr correspondiente. Sin embargo, dependien do de la capacidad de giro del cabezal de carga, la inclinación del plano de falla puede desviarse ligeramente de la horizontal.

La envolvente de Mohr-Coulomb, puede obtenerse mediante la repetición del ensayo en idénticas condiciones, variando la tensión vertical. En arenas densas y arcillas sensitivas, se obtienen dos ti­pos de envolventes: Envolvente pico que corresponde a los máximos es­fuerzos cortantes a bajos niveles de deformación (2 al 3%) y envolven­te residual que corresponde a los esfuerzos cortantes a altos niveles de deformación, del orden del 10%.

La distribución de tensiones cortantes es muy irregular. En los extremos de la caja se desarrolla un corte físico de la muestra y por tanto, se produce una concentración de tensiones que da lugar a la falla progresiva a lo largo del plano de corte. Por esta razón, la resistencia al corte no se moviliza simultáneamente en toda la zona de corte. También es necesario tomar en cuenta la alteración que produ cen las piedras porosas sobre la estructura del suelo en la zona de contacto.

Durante el corte, la sección resistente sufre una reducción que debe ser considerada para el cálculo de las tensiones cortantes. Esta reducción en condiciones residuales puede alcanzar el 10% del área total de corte.

Los cambios volumétricos durante el corte, dependen de la den­sidad inicial de las probetas. En arenas densas la resistencia al es­fuerzo cortante se debe a la fricción y trabazón que se desarrolla entre los granos, los cuales están muy próximos entre sí, de tal for­ma que la probeta aumenta su volumen en la etapa inicial del corte para permitir el reacomodo de las partículas. Este fenómeno se conoce

B.16

con el nombre de dilatancia. En el caso de arenas sueltas, el efecto de la trabazón es mucho menor y las partículas tienden a acercarse para resistir las cargas aplicadas, lo cual se traduce en una reduc­ción del volumen durante el corte. La Fig. B.5 presenta curvas carac­terísticas de ambos tipos de materiales.

Estos cambios volumétricos han sido estudiados por CASAGRANDE, (1936) quien definió el índice de huecos crítico (e ) como el valor

o correspondiente al corte sin variación de volumen. Se da en condicio­nes residuales y el valor, depende del tipo de ensayo realizado.

Al ensayar una muestra de suelo, se pretende que la misma sea representativa de un punto sobre el cual actúa el tensor de esfuerzos. Esta hipótesis es válida solamente si el estado tensional en todos los puntos de la muestra es uniforme. Es claro que esta hipótesis no se cumple en el ensayo de corte directo: En cualquier punto del inte­rior de la muestra y a lo largo del plano de corte los estados tensio-nales son diferentes. Durante el corte, los planos principales de ten­siones y deformaciones rota.n, de tal forma que las tensiones vertica­les cortantes así como las deformaciones medidas, son valores promedio.

La medida de los parámetros de resistencia residual, es una aproximación bastante realista de las condiciones que impone el estado de deformación plástica. Sin embargo, es necesario lograr altos nive­les de deformación que muchas veces no pueden alcanzarse por las limi­taciones del equipo. Este problema ha sido resuelto por Skempton, quien desarrolló equipos que permiten desplazamientos reversibles acu­mulativos. La validez de este procedimiento, está justificada, pues en condiciones residuales la estructura del suelo en el plano de cor­te ha sido totalmente destruida. El equipo WF2500, permite realizar un movimiento, de sentido inverso, mediante un interruptor que cambia el sentido de giro de los engranajes.

B.17

'Pico

'Residual

Fig. B.5.- Curvas características de arenas densas y sueltas ensayadas en el aparato de corte directo

APÉNDICE C

RESULTADOS DE LOS ENSAYOS DINÁMICOS

C.l. MUESTRAS PROCEDENTES DEL SITIO 1

C.2

♦0,8

«♦0,7

< Í 0 , 6 y _ J v tu

| ±0,5 oe O

z g 2-*o,4

¿0,3

F= 1 H z

y= i %

10 100 Log (NUMERO DE CICLOS)

VARIACIÓN DÉLA TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA CON EL NUMERO DE CICLOS

1000

♦ 10

10 100 Log (NUMERO DE CICLOS)

1000

FIG.

CAMBIO DE VOLUMEN CON EL NUMERO DE CICLOS

- RESULTADOS DEL ENSAYO D 1 SOBRE LA MUESTRA L DEL SITIO 1

C.3

TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA T c y EN Kg/cn?

N = 10

DEFORMACIÓN ANGULAR y EN %

■0,5-L

FRECUENCIA: F =

DEFORMACIÓN : ¿T =

Hz

%

D N= 1

A N = 10

• N = 100

FIG. .- VARIACIÓN DEL ESFUERZO CORTANTE CON EL NIVEL DE DEFORMACIÓN PARA DIFERENTES CICLOS ( N ) . ENSAYO. D 1 MUESTRA. L SITIO. 1

C.4

Í0.9

z UJ

>> u h < U _ i

u u UJ t-z < 1 -oc O U Z O SN

♦0,8

ÍQ7

Í0,6

to,s

Í0,4

F = 1 Hz \

y= 5 % \

10 100 Log (NUMERO DE CICLOS)

VARIACIÓN DÉLA TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA CON EL NUMERO DE CICLOS

1000

0

£ > -10 > <

z UJ

s 3 -20 O > UJ

o o co % -30 u

-Afl

•

10 100 Log (NUMERO DE CICLOS)

1000

FIG.

CAMBIO DE VOLUMEN CON EL NUMERO DE CICLOS

- RESULTADOS DEL ENSAYO D 2 SOBRE LA MUESTRA L DEL SITIO 1

C.5

+ 0,8 y

TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA T c y EN Kg/ctt?

N=10

N = l

/ DEFORMACIÓN ANGULAR / y EN %

D N= 1 A N = 10 • N = 100

FRECUENCIA: F = 1 Hz

DEFORMACIÓN: 3T= 5 %

FIG. .- VARIACIÓN DEL ESFUERZO CORTANTE CON EL NIVEL DE DEFORMACIÓN PARA DIFERENTES CICLOS (N) . ENSAYO. D 2 MUESTRA. L SITIO. 1

C.6

Í0.8

±0,7

+ 0,6

Í0.5

i 0,4

Í 0 ,3

F= 1 Hz

y= i %

10 100 Log (NUMERO DE CICLOS)

VARIACIÓN DÉLA TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA CON EL NUMERO DE CICLOS

1000

0

10

20

30

10 100 Log (NUMERO DE CICLOS)

1000

FIG.

CAMBIO DE VOLUMEN CON EL NUMERO DE CICLOS

- RESULTADOS DEL ENSAYO D 3 SOBRE LA MUESTRA L DEL SITIO 1

C.7

TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA T c y EN Kg/cit?

FRECUENCIA:

DEFORMACIÓN

1 Hz

2T = ' l %

DEFORMACIÓN ANGULAR 5T EN %

D N= 1 A N = 10 • N = 100

FIG. .- VARIACIÓN DEL ESFUERZO CORTANTE CON EL NIVEL DE DEFORMACIÓN PARA DIFERENTES CICLOS (N) . ENSAYO. D 3 MUESTRA. L SITIO. 1

C.8

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y= 5 %

10 100 log (NUMERO DE CICLOS)

VARIACIÓN DÉLA TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA CON EL NUMERO DE CICLOS

1000

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-ÁCl 10 100

Log (NUMERO DE CICLOS) 1000

FIG.

CAMBIO DE VOLUMEN CON EL NUMERO DE CICLOS

-RESULTADOS DEL ENSAYO D 5 SOBRE LA MUESTRA L DEL SITIO 1

C.9

TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA T c y EN Kg/cn?

i DEFORMACIÓN ANGULAR ÍT EN %

N = 10

N = 100

FRECUENCIA: F = l H z

DEFORMACIÓN:^2 5 %

FIG. .- VARIACIÓN DEL ESFUERZO CORTANTE CON EL NIVEL DE DEFORMACIÓN PARA DIFERENTES CICLOS (N) . ENSAYO. 0 5 MUESTRA. L SITIO. 1

C,2. MUESTRAS PROCEDENTES DEL SITIO 1

C . l l

Í0.7

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♦0,5

♦0,4

Í0.3

Í0,2

F= 1 Hz

y= i % .

10 100 Log (NUMERO DE CICLOS)

VARIACIÓN DÉLA TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA CON EL NUMERO DE CICLOS

1000

0

10

20

■30

JO 10 100

Log (NUMERO DE CICLOS) 1000

FIG.

CAMBIO DE VOLUMEN CON EL NUMERO DE CICLOS

- RESULTADOS DEL ENSAYO D U SOBRE LA MUESTRA M 7 DEL SITIO 2

C . 1 2

TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA T c y EN Kg/cn?

DEFORMACIÓN ANGULAR 5T EN %

■0,5-L

FRECUENCIA.-

DEFORMACIÓN

F = 1 Hz

2T= 1 %

D N= 1 A N = 10 • N = 100

FIG. .- VARIACIÓN DEL ESFUERZO CORTANTE CON EL NIVEL DE DEFORMACIÓN PARA DIFERENTES CICLOS ( N ) . ENSAYO. D I ! MUESTRA. M 7 SITIO. 2

I

C . 1 3

Í0,7

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F = 1 Hz .

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10 100 Log (NUMERO DE CICLOS)

VARIACIÓN DÉLA TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA CON EL NUMERO DE CICLOS

1000

♦ 10

10 100 Log (NUMERO DE CICLOS)

lOOO

FIG.

CAMBIO DE VOLUMEN CON EL NUMERO DE CICLOS

- RESULTADOS DEL ENSAYO D12 SOBRE LA MUESTRA M 7 DEL SITIO 2

C.14

TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA T c y EN Kg/ctt?

N= 1

N = 100

N=10

DEFORMACIÓN ANGULAR ÍT EN %

-0,5-1-

FRECUENCIA:

DEFORMACIÓN:

F= 1 Hz

y= 5 %

D N s 1 A N = 10 • N = 100

FIG. .- VARIACIÓN DEL ESFUERZO CORTANTE CON EL NIVEL DE DEFORAAACION PARA DIFERENTES CICLOS ( N ) . ENSAYO. D12 MUESTRA. M 7 SITIO. 2

C.15

Í0.7

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VARIACIÓN DÉLA TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA CON EL NUMERO DE CICLOS

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10 100 Log (NUMERO DE CICLOS)

1000

FIG.

CAMBIO DE VOLUMEN CON EL NUMERO DE CICLOS

- RESULTADOS DEL ENSAYO D 13 SOBRE LA MUESTRA M 7 DEL SITIO 2

C.16

r ¡ ^

TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA T c v EN Kg/cn?

♦ 0,5 -

N=1

FRECUENCIA:

DEFORMACIÓN

F= 5 Hz

y= i %

■ / r •a o u

6 ■ í 1.

DEFORMACIÓN ANGULAR 2f EN %

D N= 1 A N * 10

• N ' 1 0 0

FIG. .- VARIACIÓN DEL ESFUERZO CORTANTE CON EL NIVEL DE DEFORMACIÓN PARA.DIFERENTES CICLOS ( N ) . ENSAYO. D 13 MUESTRA. M 7 SITIO. 2

C.17

J0,7

±0,6

*0¿

±0,4

¡■0,3

¿0,2

/x í

F= 1 Hz

y= 5 %

10 100 Log (NUMERO DE CICLOS)

VARIACIÓN DÉLA TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA CON EL NUMERO DE CICLOS

1000

0

10

30

yin

-

10 100 Log (NUMERO DE CICLOS)

1000

FIG.

CAMBIO DE VOLUMEN CON EL NUMERO DE CICLOS

- RESULTADOS DEL ENSAYO D14 SOBRE LA MUESTRA M 7 DEL SITIO 2

C.18

TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA Tcv EN Kg/cir? N=l

N=10

DEFORMACIÓN ANGULAR íf EN %

■: !.<:m

■0,5-L

FRECUENCIA:

DEFORMACIÓN .-

F= 1 Hz

2T = 5 %

o A

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N= I N = 10

N = 100 í 1

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FIG. .- VARIACIÓN DEL ESFUERZO CORTANTE CON EL NIVEL DE DEFORAAACION PARA DIFERENTES CICLOS (N) . ENSAYO. 0 14 MUESTRA. M 7 SITIO. 2

C.19

Í0,7

s "«+0,6 Z LU

>. u

<+0,5 y y u

Í ¿0,4

O u Z g z+o,3 LU

±0,2

F= 1 Hz

y= 3 %

10 100 Log (NUMERO DE CICLOS)

VARIACIÓN DE LA TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA CON EL NUMERO DE CICLOS

1000

0

5 o^

> -10 > < Z LU

2 3 -20 o > LU O O eo | -30 u

-án 10 100 1000

Log (NUMERO DE CICLOS)

FIG.

CAMBIO DE VOLUMEN CON EL NUMERO DE CICLOS

- RESULTADOS DEL ENSAYO D 15 SOBRE LA MUESTRA M 7 DEL SITIO 2

C.20

TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA T c y EN Kg/cn?

N= 1

N = 10

DEFORAAACION ANGULAR ÍT EN %

N = 100

•0.5-1-

FRECUENCIA:

DEFORMACIÓN:

F= 1 Hz

2T= 3 %

D N= 1 A N = 10

• N = 100

FIG. .- VARIACIÓN DEL ESFUERZO CORTANTE CON EL NIVEL DE DEFORAAACION PARA DIFERENTES CICLOS (N) . ENSAYO. D15 MUESTRAN M 7 SITIO. 2

C.21

Í0.7

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VARIACIÓN DÉLA TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA CON EL NUMERO DE CICLOS

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1000

FIG.

CAMBIO DE VOLUMEN CON EL NUMERO DE CICLOS

^- RESULTADOS DEL ENSAYO D 16 SOBRE LA MUESTRA M 7 DEL SITIO 2

C.22

TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA T c y EN Kg/cir?

N=1

N = 100

N=10

DEFORMACIÓN ANGULAR * EN %

-0 .5J -

FRECUENCIA: "*" F *

DEFORMACIÓN: ¿T =

Hz

%

D A •

N * l Ns10 N = 100

.- VARIACIÓN DEL ESFUERZO CORTANTE CON EL NIVEL DE DEFORMACIÓN PARA DIFERENTES CICLOS (N) . ENSAYO. D16 MUESTRA. M 7 SITIO. 2

C.23

♦0,7

u ^ ♦ 0 , 6

u

<Í0 ,5 y

| ¿04 ce O u z o Z Í0.3

±0,2

^ V ^ 1

F= 1 Hz

y= 2 %

10 100 Log (NUMERO DE CICLOS)

VARIACIÓN DE LA TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA CON EL NUMERO DE CICLOS

1000

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10 100 Log (NUMERO DE CICLOS)

1000

FIG.

CAMBIO DE VOLUMEN CON EL NUMERO DE CICLOS

- RESULTADOS DEL ENSAYO D17 SOBRE LA MUESTRA M 7 DEL SITIO 2

C.24

TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA T c y EN Kg/cn?

DEFORMACIÓN ANGULAR y EN %

-0,5-*-

FRECUENCIA:

DEFORMACIÓN .-

F= 1 Hz

2T = 2 %

D N= 1 A N = 10 • N*100

.- VARIACIÓN DEL ESFUERZO CORTANTE CON EL NIVEL DE DEFORMACIÓN PARA DIFERENTES CICLOS (N) . ENSAYO. D \7 MUESTRA.M 7 SITIO. 2

♦0,5

»±0 ,4

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Z 10,2 <

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F= 1 Hz

*= 2 %

10 100 Log(NUMERO DE CICLOS)

1000 10.000

VARIACIÓN DE LA TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA CON EL NUMERO DE CICLOS

♦ 10

♦ 10

5 2 +20 o > o

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♦ 40 — ^ ^ ^ ^ — » —^—————^———^——— 10 100

Log(NUMERO DE CICLOS ) 1000 10.000

FIG.

CAMBIO DE VOLUMEN CON EL NUMERO DE CICLOS

. - RESULTADOS DEL ENSAYO D18 SOBRE LA MUESTRA M7 DEL SITIO 2

±0,5

» ± 0 , 4

2

< ±0,3 u u u

Z ±0,2 < ► -oe O u z o 5 ±o,i

F = 5 Hz 2T=2 %

10 100 Log (NUMERO DE CICLOS )

1000 10.000

VARIACIÓN DE LA TENSIÓN CORTANTE CÍCLICA CON EL NUMERO DE CICLOS

10

♦10

3 +20 O >

S +30 <

♦40

t

10 100 Log( NUMERO DE CICLOS )

1000 10.000

FIG.

CAMBIO DE VOLUMEN CON EL NUMERO DE CICLOS

. - RESULTADOS DEL ENSAYO D19 SOBRE LA MUESTRA M 7 DEL SITIO 2

APÉNDICE D

RESULTADOS DE LOS ENSAYOS DE LABORATORIO

D.l. ENSAYOS GRANULOMÉTRICOS DE LAS MUESTRAS PROCEDENTES DEL SlTIO 2

Mod G 4 3 o FECHA OPE RADOR REVIS

OBSERVACIONES ~trr

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D.2. ENSAYOS EDOME'TRICOS DE LAS MUESTRAS PROCEDENTES DEL SITIO 1

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CURVA EDOMETRICA

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índice de poros inicial : . I .T.24.5.. . Humedad final:..?A:.?7?. Diometro muestro (cm): 2-5

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D.12

T Í A & A J O N ' DENOMINACIÓN.-- S i t i o 1 MUESTRA N . L

ENSAYO EDOMETRICO

CURVAS DE CONSOLIDACIÓN

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D.

ENSAYO EDOMETRICO N * 2

CURVA EDOMETRICA ROWE

Densidod noturol inicial: Humedad inicial: 5 7 %

Densidad seca inicial: 1,05 Humedad final: 4 9 , 1 %

índice de poros inicial: 1,50 Grado de saturación iniciol:

Peso específico de las particul Diámetro muestro (cm.) : 2 5

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D.14

DENOMINACIÓN : . S i t i o 1 MUESTRA N." PROFUNDIDAD

ENSAYO EDOMETRICO

CURVAS DE CONSOLIDACIÓN

Lectura inicio! del cuadrante con carga nula 5.000. Altura del edtímetro:..Sij.2..c.rn..

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Tiempos.

D.15

ENSAYO EDOMETRICO N 2 3

CURVA EDOMETRICA

Densidad natural inicial: Humedad inicial: 5 8 %

Densidod seca inicial: 1,03 Humedad final: 4 9 , 5 %

índice de poros inicial: 1,5 2 Grodo de saturación iniciol:

Peso específico de los partículas: 2 ,65

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Presione» Kg./cm.1

D.16

DENOMINACIÓN: S i t i o 1 MUESTRA N.' L . PROFUNDIDAD

ENSAYO EDOMETRICO

CURVAS DE CONSOLíDACfON

Lectura inicial del cuadrante con carga nula 2..5.PQ Altura del eddmetro:..j.!j.7. crn.

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D.17

TRABAJO N ' DENOMINACIÓN: ... S i t i o 1 MUESTRA N.

( F r a c c i ó n a.ue pasa # ENSAYO EDOMETRICO n* 200)

CURVA EDOMETRICA

Densidod seco in ic ia l : ..-t.-.y.} Humedod inicial : Peso específico de las partículas: 2 . 6 5

índice de poros ¡nicicl: .I-.615.... Humedod final:..40...5 Diometro muestro (cm): 7 . 0

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Presiones kg. /cm' .

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TÍA&AJO N ' DENOMINACIÓN S i t i o 1 . MUESTRA N •■

D.18

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E N S A Y O EDOMETRICO

CURVAS DE C O N S O L I D A C I Ó N

Lectura inicial del cuodronte con co'rgo nulo: iLQ§ Alturo del edómetro: ._2iLJü1L Diomet rc

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D.19

TRA&AJO N • DENOMINACIÓN: . . . S i t i o 1 MUESTRA N . L

ENSAYO EDOMETRICO (Fracción que pase # ns 200)

CURVA EDOMETRICA

Densidod seco inicio!: .1-.9.9. Humedod inicial : - Peso específico de las partículas: 2 . 6 5

índice de poros in ic ia l : 1.-655.... Humedod f inal : . . . Diámetro muestro (cm) : 7 . 0

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D.20

TRABAJO N • . PEN0M,NAC.ON,..-JSjtiO.l MÜESTRA N ,.._h_**??_J0

E N S A Y O EDOMETRICO

CURVAS DE C O N S O L I D A C I Ó N

Lecturo iniciol del cuodronte con corgo nula: Ailurc del edómefro: ..ZP.^lTi

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D.3. ENSAYOS EDOME'TRICOS DE LAS MUESTRAS PROCEDENTES DEL SITIO 2

D.22

IR4BAJO M ' DENOMINACIÓN. S i t i o 2 MUESTRA N * ]

ENSAYO EDOMETRICO

CURVA EDOMETRICA

Densidad seca inicial: ..1.1.3.4 Humedad inicial: ..4.1>.99... Peso específico de las partícula» 3 > J 5

índice de poros inicial:.1.1.3.4.?.... Humedad final:.....lAt.9.9.... Oiomefro muestra (cm):

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D.26

I S A B A J O l l * DENOMINACIÓN: S i t i o 2 MUESTRA N

ENSAYO EDOMETRICO CURVA EDOMETRICA

Densidad seca inicial: ... 1...3.1... Humedad inicial: ..42,.8..... Peso específico de las par t ícu la 3 ,04

índice de poros inicial: . . . l r314. Humedad final:....J.8.,2. Diámetro muestro (cm);

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D.31

TRABAJO N ' DENOMINACIÓN. . S i t i o 2 MUESTRA N.'

ENSAYO EDOMETRICO CURVA EDOMETRICA

Densidad seca inicial: ..1,-3.0 Humedad inicial: ..4.3J.5..... Peso específico de las partículas: 3 ,00

índice de poros inicial:.Í.J.3-Q.5... Humedad final:....?A.i3. Diámetro muestro (cm):

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ENSAYO EDOMETRICO CURVA EDOMETRICA

Densidad seca inicial: ..l.i.?.?8... Humedad inicial: ..^®».?..... Peso específico de las partículas: ■

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ENSAYO EDOMETRICO

CURVA EDOMETRICA

Densidad seca inicial: .l.t.Q.?§... Humedad inicial: ..4Qi.9..„. Peso específico de las partículas: 3 > 0 2

índice de poros inicial: Ai.?-.?.... Humedad final:.......7.*.°'.... Diámetro muestra (cm):

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TRABAJO N * DENOMINACIÓN: . . . S i t i o 2 MUESTRAN." 7

ENSAYO EDOMETRICO CURVA EDOMETRICA

Densidad seca inicial: .l.t.3Q.5... Humedad inicial: .Q.i$?.... Peso específico de las partículas:

índice de poros inicial:. 1.1.21.5... Humedad fina I:.....1.7. .?. Diámetro muestra (cm):

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D.50

TRABAJO N ' DENOMINACIONr - S i t i O 2 MUESTRA N.

ENSAYO EDOMETRICO

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D.51

TRABAJO N : DENOMINACIÓN, Si.tAQ_.2__.. .__ MUESTRA N.' —?--

ENSAYO EDOMETRICO

CURVAS DE CONSOLIDACIÓN

Lectura inicial del cuadrante con carga nula: 1.2.20 Altura del edómetro: __3_J_Q8_ Diámetro: 3"

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TRABAJO N ' DENOMINACIÓN! S i t i o 2 MUESTRA N * 7

ENSAYO EDOMETRICO CURVA EDOMETRICA

Densidad seca inicial: 1T.?.4.1 Humedad inicial: ..4Qi.9..... Peso específico de las partículas: 2 > 8 9

índice de poros inicial:....l.*329. Humedad final:..—2.3 .0.4.... Diámetro muestro (cm):

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D.53

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ENSAYO EDOMETRICO

CURVA EDOMETRICA

Densidad seca inicial: A i P i ? . . . Humedad inicial: .^P.».9..... Peso específico de las partículas: 2'

índice de poros inicial:...1.+812. Humedad final:....18*3.4.... Diámetro muestro (cm):

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Presiones kg./cm.*.

3 7 10 IJ »"

Mod. G- 23

Presión vertical = 3,0 Kg/cm

CURVA DE CONSOLIDACIÓN

2

9 0 0

D.59

TRABAJO N" DENOMINACIÓN. . . . S i t i O 2 MUESTRAN* 8

ENSAYO EDOMETRICO CURVA EDOMETRICA

Densidad seca inicial: ..1..A92... Humedad inicial: ...4Q..0... peso específico de las partículas:

índice de poros inicial:-1...39.2... Humedad final:....21.1.9. Diometro muestro (cm):

00,3 0,07 0,1 0,15 0,2 0,3 0,5 0,7 1 1,5 3 3 5 7 10 19

Presiones kg./cm.'.

D.60

TRABAJO N : DENOMINACIONr - S i t i o 2 MUESTRA N.° ■

ENSAYO EDOMETRICO

CURVAS DE CONSOLIDACIÓN

Lectura inicial del cuadrante con carga nula: JL97J_«.5 > Altura del edómetro: ___3_>_52?_

2000

1980

1960

1940

1920

1900

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Tiempos.

TRABAJO N ' DEMOMINACION, S Í ± Í O _ _ 2 . MUESTRA N.<

D.61

8

O

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ENSAYO EDOMETRICO

CURVAS DE CONSOLIDACIÓN

Lectura inicial del cuadrante con carga nula: 1Z4&L5. Altura del edómetro: __3_,_529_ Diámetro: _,,

o o

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1740

1720

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1520

1500

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Tiempos.

D.62

TRABAJO N DENOMINACIÓN, S l t l O _ Z,-_.^ MUESTRA N.'

ENSAYO EDOMETRICO

CURVAS DE C O N S O L I D A C I Ó N

Lectura inicial del cuadrante con carga nula: L».?_§5_. A l t u ra del edóme t ro : ___?L°.6.5_-Diámetro: 3 "

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Tiempos.

D.63

TRABAJO N DENOMINACIÓN,---S^faP--? MUESTRA N.'

ENSAYO EDOMETRICO

CURVAS DE CONSOLIDACIÓN

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O

O •6 o 2

Lectura inicial del cuadrante con carga nula: J_i_QZL Altura del edómetro: ._2_,_852_ Diámetro: 3"

1 U80

1060

1040

1020

1000

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Tiempos.

D.64

TRABAJO N ' . DENOMINACIÓN? S i t i o 2 MUESTRA N.'

ENSAYO EDOMETRICO

CURVAS DE CONSOLIDACIÓN

Lectura inicial del cuadrante con carga nula: hPAQ. Altura del edómetro: __?i392.

1520

1500

1480

1460

1440

1420

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Tiempos.

D.4, ENSAYOS DE CORTE DIRECTO DE LAS MUESTRAS PROCEDENTES DEL SlTIO 1

D.66

TRABAJO N- DENOMINACIÓN S i t i o 1 MUESTRA N - L . COMPLETA

s

2

O 1 ^Z

ENSAYO DE CORTE DIRECTO

HUM.NATURAL CJ CONSOLID. _ _

SATURADO E - NO CONS. B_

SUMERGIDO !Z_ COMPACTADO E__

SECCIÓN 6 x 6 c m V F i n c 1 ' 2 2 "»"/min

PROBETA DENSIDAD

INICIAL FINAL

HUMEDAD

I N I C I A L F I N A L

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76 Kj

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2 3 4 5 6 7 » »

DEFORMACIONES EN - m .

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D.67

E E P 4 S ¡ f = * Y O 23EE C O R T E D I R E C T O

T I P O DE E N S A Y O : U - U

MUESTRA NUMERO: L RESIDUOS TOTALES

P R E S I Ó N V E R T I C A L : . 7 6 K P / C M ~ 2

D I M E N S I O N E S M U E S T R A : 6 * 6 C M ^ 2

HORIZONTAL

CARBA

TANGENCIAL

(KP/Cfy!'"-2?

TENSIÓN

TANGENCIAL

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DE VOLUMEN

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HUMEDAD FINAL: 4 3 . 7 5

DENSIDAD SECA I N I C I A L : T/M"-3

DENSIDAD SECA FINAL: T/MA3

TENSIÓN CORTANTE DE ROTURA'

D.68

EE: rsí s Í=Í Y o r>e: C Q R T E E> I TIPO DE ENSAYO: U - U

MUESTRA NUMERO: L RESIDUOS TOTALES

PRESIÓN VERTICAL: 1.5 KP/CK A2

DIMENSIONES MUESTRA: 6 * 6 C M A 2

R E C T O

r)í:;3!;"'L¿>?AMiL:MT0

H0r : I2 0MTAL

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0285 8815

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DE VOLUMEN

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5-_J27 5669

HUMEDAD FINAL: 40. 79

DENSIDAD SECA INICIAL: T/M*5

DENSIDAD SECA FINAL 1 .. 1 T/M~3

TENSIÓN CORTANTE DE -ROTURA: 1.2745 K P / C M '*' 2

D.69

E E Í N Í S K ^ Y O ]2>EI C O R T E J2> I F>

T I P O DE ENSAYO: U - U

MUESTRA NUMERO: L RESIDUOS TOTALES

PRESIÓN V E R T I C A L : 3 KP/CM' X 2

DIMENSIONES MUESTRA: 6 * 6 CMA2

E C T O

DESPLAZAM3ENTO I.K'IÍ.. r -7 riMT/.ii

CARGA

TANGENCIA:

(KP/CM--2-

TENSIÓN

TANGENCIAL CAMBIO

DE VOLUMEN

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HUMEDAD FINAL; 41

DENSIDAD SECA INICIAL

DENSIDAD SECA FINAL: T/M~3

TENSIÓN CORTANTE DE ROTURA: 6603 KP/CM~2

D . 7 0

TRABAJO N i DENOMIN ACIÓN S i t i o 1 MUESTRA H Í L . COMPLETA

. —¿L¡ 1

o7

ENSAYO DE CORTE DIRECTO

HUM. NATURAL CD CONSOLID. CZ3

SATURADO EB NO CONS. OS

SUMERGIDO C 3 COMPACTADO CD

SECCIÓN 6 x 6 xm VELOC 1 , 2 6 mm/rr,in

PROBETA • DENSIDAD HUMEDAD

INICIAL FINAL . INICIAL FINAL

TENSIONES NORMALES EN K 9 /crr

2,8

2,6

2,4

2 ,2

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D.71

E N S A Y O E>EE C O R T E D I R E l

T I P O DE E N S A Y O : U - U

MUESTRA NUMERO: L TOTALES M&S GRUESOS

P R E S I Ó N V E R T I C A L : .76 K P / C M A 2

D I M E N S I O N E S M U E S T R A : 6 * 6 C « ' ' 2

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TENSTOK!

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HUMEDAD FINAL:

DENSIDAD SECA INICIAL T/M~3

DENSIDAD SECA FINAL: / M "- 3

TENSIÓN CORTANTE DE ROTURA 6 1"? 9 KP/C

D.72

E I J N í S . P i Y C J IDE

TIPO DE ENSAYO: MUESTRA NUMERO: PRESIÓN VERTICAL: DIMENSIONES MUESTRA:

C G F v T E Z D I R E C T O

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I E N S I D A D S E C A I N I C I A L / M-

DENSIDAD SECA FINAL T / M •"' 3

TENSIÓN CORTANTE DE ROTURA KP/CM''" 2

D . 7 3

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0,4

0,2

ENSAYO DE CORTE DIRECTO

HUM.NATURAL O CONSOLID. m

SATURADO ■ ■ NO COKS. CD

SUMERGIDO M COMPACTADO O

SECCIÓN ^ x 6 c m VELOC.

DENSIDAD

INICIAL FINAL

TENSIONES NOMUAL.es EN K | / c «

HUMEDAD

INICIAL FINAL

1

2

3

0 , 9 6 1,07

1,24

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8 6 7 »

DEFORMACIONES EN

10 1 1 1 1 1 J 1 4 16

D.74

E N S A Y O D E C O R T E D X

T I P O DE E N S A Y O : C - D

MUESTRA NUMERO: L RESIDUOS TOTALES

P R E S I Ó N V E R T I C A L : i K P / C M ~ 2

D I M E N S I O N E S M U E S T R A : & * 6 CM~2

R E C A T O

DESPLAZAMIENTO

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TANGENCIAL

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DE VOLUMEN

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HUMEDAD FINAL: 42, 7-

DENSIDAD SECA INICIAL; 1.13 T/M-

DENSIDAD SECA FINAL: 1 . .1! T/M^3

TENSIÓN CORTANTE DE ROTURA 1786 KP/C

E N S A Y O E > E C Z O f R - r E E I D I R É !

T I P O DE E N S A Y O : C - D

MUESTRA NUMERO: L RESIDUOS TOTALES

P R E S I Ó N V E R T I C A L : 1 .5 K P / C M ~ 2

D I M E N S I O N E S M U E S T R A : 6 * 6 C M A 2

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TENSIÓN TANGENCIAL

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0566 1204

2763 3968 4322 4677

5244 5 4 2 5 559S 574 5917 6094 A 1 ""'O

HUMEDAD F I N A L : 4'?

DENSIDAD SECA INICIAL: T/M~3

DENSIDAD SECA FINAL: .. 5 7 T/M~3

TENSIÓN CORTANTE DE ROTURA: 1 O KP/CM

D.76

E N S A Y O IDEE! C O R T E i2> X

T I P O DE E N S A Y O : C - D

MUESTRA NUMERO: L RESIDUOS TOTALES

P R E S I Ó N V E R T I C A L : 3 K P / C M A 2

D I M E N S I O N E S MUESTRA: 6 * 6 CM~2

: E C T O

/ M¡"

CARGA

TANGENCIAL

<KP/C!v"-2)

TENSIÓN

'ANGENCIAL

ÍKP/CM---2)

CAMBIO

DE VOLUMEN

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HUMEDAD F I N A L

D E N S I D A D SECA I N I C I A L : T/M*-3

DENSIDAD SECA FINAL; 1.19 T/M^3

TENSIÓN CORTANTE DE ROTURA 2.085 KP/CM~2

D.77

TRABAJO N *

O o

DENOMINACIÓN S Í t Í O 1 UEST.AN. L- Ret . # 200 MUÉ

5 1 1 1

. _ _ r

' ZZLZZ

ENSAYO DE CORTE DIRECTO

HUM.NATURAL O C0NS0LID. O

SATURADO m NO COKS. ■■

SUMERGIDO mm COMPACTADO a

SFrcioM 6 x 6 cm V F , o c 1 ,22 mm/min

PROBETA DENSIDAD HUMEDAD

INICIAL FINAL INICIAL FINAL

TENSIONES NORMALES EN K«/cir.

O I

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DEFORMACIONES EN

1 0 11 1 2 Í S 1 4 1 5 T í

D.78

EZ!^4S-¡P» V O E> EE C O R T E E> Z FeEE

T I P O DE E N S A Y O : \j _ IJ

MUESTRA NUMERO: L RETENIDO TAMIZ 2 0 0

P R E S I Ó N V E R T I C A L : . y ¿ K P / C M ~ 2

D I M E N S I O N E S M U E S T R A : 6 * 6 C M A 2

CTC3

DESPLAZAMIENTO

HüR'iZÜNTAL

CARRA

TANÍ3ENC If. lL

(KP/CM">>

TENSIÓN

T¿\Kie—i-,ir :T ¿i i

ÍKP/CM''-2^

CAMBIO

DE VOLUMEN

(CM---3)

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o 8 .085 11.0249 1 3 " 7 15.0674 16.464 17.7,97 1 8 . £'[.-'94 19,8449 20.5799 2 i . 6 8 2 4 2 i - 6824 2 1 . 6 3 2 4 2 1 . 6 0 8 9 2 1 . 6 9 2 4 2 1 . 6 3 2 4

O 2254 3 0 9 4 3-74

tr. ~r;C-;

6 5 4

0 1 4 : 0 8 5

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HUMEDAD F I N A L : 45, 75

DENSIDAD SECA INICIAL- 1 - 1' T/M~3

DENSIDAD SECA FINAL: 1. 135 T/M~3

TENSIÓN CORTANTE DE RQTURA: 6786 KP/C

D.79

E I M S í C t N ' O E>EE C O R T E £> X IR-

T I P O DE ENSAYO: L! - U

MUESTRA NUMERO: L RETENIDO TAMIZ 200

PRESIÓN V E R T I C A L : 1.5 !<P/CM~2

DIMENSIONES MUESTRA: 6 * 6 CM~2

E C T - Q

DESPLAZ AMIENTO HORIZONTAL..

CARGA

TANGENCIAL

<KP/CH-'--2J

TENSIÓN TANGENCIA; .

CAMBIO

DE VOLUMEN

<CM"-3)

3.6^ .::•« /i . :-"^"7 7> 5. 0 1 -'' 1 tr i —? ~» ,->

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7 , ^'f:7 1 8 , 'I 7 S

0 10.4369 lS.OSi °2 3--39 25.872 28.B219 31.3844 33•369 35.4 27 37.2644 3S.9549 40.424 9 4 3.7479 42.9975 44.1775 44.90 39 45.4965 45»5332 4 5.0555 44.7615 • 44.0999 43.5119

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. 2905

. 5054

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. 9005

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1 _ 2057 3.2549 1.3032 1.3502 ■ - 3869 1.4154 1 .. 4298 1 . 42-97 1.4333 1.4265 1.4218

(./ 0354 0779 1275 1 629 1913 2196 2409 T< 1. ? ■■?

2"763 2*0^ 3047 313 8 3138 3295 -T—»-^-• "j •-* •_•

3366 3366

HUMEDAD FINAL: 42. o 7.

DENSIDAD SECA INICIAL: 1 . i: T/M~3

DENSIDAD SECA FINAL •i 1 T/M~3

TENSIÓN CORTANTE DE ROTURA: 1 . 433: K P / C K ~ 2

D.80

E N S A Y O E > E C O R T E D I R E l

T I P O DE E N S A Y O : U - y

MUESTRA NUMERO: L RETENIDO TAMIZ 2 0 0

P R E S I Ó N V E R T I C A L : 3 K P / C M * 2

D I M E N S I O N E S M U E S T R A : 6 * ¿ CM~2

O

DESPLAZAMIENTO

HOP ' I 7phJTí>

CARRA

TANBENCIAL

(KP/CM---2;

TENSIÓN

TANGENCIAL

(KP/CM-'"2)

CAMBIO

DE VOLUMEN

<CM-"-3>

-.24

5 . 05 3 4

-7 t- * -r -i

0 10 .

2 0 . 2 8 . 3 4 . 3 9 . 44. '' W

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7 2 . ■ 7 0

G779 5799 664 9 5 4 5 9105 7615 3 1 8 4 6994 3744 9025 8 4 2 5 4149 6 9 3 5 4 5 7 5 S 5 4 1769 9 1 2 0589 7649 2504 •

0

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.. 2074

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0212 0 5 6 6

2 4 8

T

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3 2 6 •1 \

2 5 1 r?Trr?

677 8 8 9 0 3 1 1 7 3 3 1 4 4 5 6 5 9 8

HUMEDAD F I N A L : 4 3 . 8 1

D E N S I D A D SECA I N I C I A L : T/M">3

D E N S I D A D SECA F I N A L : .1 n .1. T / M - 3

TEHSIDN CORTANTE DE ROTURA. 2 . 2 9 3 7 KP/cn

D.81

TAABAJO N i DENOMINACIÓN . S i t i O 1

3

(

<

5

>

n

MUESTBANI L . RETENIDO # 200

ENSAYO DE CORTE DIRECTO

HUM.NATURAL CD CONSOLID. ■ ■

SATURADO BS NO CONS. □

SUMERGIDO BB COMPACTADO O

SECCIÓN 6 x 6 cm VELOC.

PROBETA OENSIDAC

INICIAL FINAL

HUMEDAD

IN IC IAL F I N A L

1

2

J

1 ,060 1,130 1.295

1,065 1 ,136 1,030

46,5% 43,8% 45 %

TENSIONES NORMALES EN K ( / c m

2 , 2

2 ,0

rv E

z w 1,6 hJ _í

M W

1 i.o

o,i

0,6

0,4

0 , 2

o

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1

, 1

3 K

0 1

Kp/cn

i I i i 1

i

| e/cm :

1

,5 Kg/cm 1 2 1

i 1

|

2 3 4 5 6 7 * S

DEFORMACIONES EN mm..

1 0 1 1 12 1S 14 15 1

D.82

E E f x í S i f t V O E> EE C O R T E E> Z FR E E 1 0 T O

T I P O D E E N S A Y O : C - D

M U E S T R A N U M E R O : L R E T E N I D O T A M I Z 2 0 0

P R E S I Ó N V E R T I C A L : 1 K P / C M ' ^ 2

D I M E N S I O N E S M U E S T R A : 6 * 6 C M ~ 2

DESPL AZ AM IENTO

/ Mfyt '!

CARGA

TANGENCIAL

<KP/CM'--2>

TENSIÓN

TANGENCIAL

(KP/CM-'--2)

CAMBIO

DE VOLUMEN

<CM-'"'3)

■ 7 9

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7.6:

0 6.Z 10. 2 5.

19. 20. 20. v — i ■ O •! 21 . 2"l.

'94 5 4369 2B79 0152 0364 4 329 S739 02.09 2414 3149 3334 3B04

0 . 1754 . 294 2 , 4406 „" Í?KI4 5644 i. 1 "7 /i

. 6404

. 65 3 4

i. 1 ~> "?

.. 680 4 i,qr

04 2 5 1 3 4 6 2 6 9 2 3 0 8 2

/; 3'2 2 4 4 6 4 4 5 3 5 4 6 7 7 4 7 4 6

H U M E D A D F I N A L : 46.

DENSIDAD SECA INICIAL: YM ¡ / n o

DENSIDAD SECA FINAL: T/M'-:

TENSIÓN CORTANTE DE ROTURA; 635 KP/CM~2

D.83

E E I » N l E > í = t V O D E E C O R T E D I R E C T O

T I P O D E E N S A Y O : C - D

M U E S T R A N U M E R O : L R E T E N I D O T A M I Z 2 0 0

P R E S I Ó N V E R T I C A L : 1 . 5 K P / C M ~ 2

• D I M E N S I O N E S M U E S T R A : 6 * 6 C M ' ' 2

D E S P L A Z A M I E N T O GARBA T E N S I Ó N CAMBIO

H O R I Z O N T A L T A N G E N C I A L T A N G E N C I A L DE VOLUMEN

■'MM'' (KF/r >•■-?> (KP/CN---2? ( C M A 3 )

O O O i 0 , 3 6 3 4 . 2 9 . 1 4 1 7 1 7 . 2 7 2 5 . 4 9 3 5 - 2 4 8 1 3 . 3 7 5 . 33-4 1 .. 2 7 6 3 2 3 . 7 4 0 5 .7'."; 5 . T-T, 4 7 2 2 6 . 4 6 . 7 fv^n . .a(V?;o ^•O onr.'?^,

4 74S 4 8 B -503 i _:r.4 . 104- 1 . í ' 'vp c l ,. 5 0 7

HUMEDAD FINAL: 43.77 "/.

DENSIDAD SECA INICIAL: !.J3 T/M~3

DENSIDAD SECA FINAL: ' 1-17 • T/MA3

TENSIÓN CORTANTE DE ROTURA: A.'^O KP/CM~2

D.84

E N S A Y O D E C O R T E T> X R E C T O

T I P O DE E N S A Y O : C - D

MUESTRA NUMERO: L RETENIDO TAMIZ 2 0 0

P R E S I Ó N V E R T I C A L : 3 K P / C M - - 2

D I M E N S I O N E S M U E S T R A : 6 * 6 C M A 2

DESPLAZAMIENTO

3693

3407

CARGA

TANGENCIA!.

<KP/CM'"-2:

1 1 . 0 2 4 9

TENSIÓN

TANSENCIAL.

' KP >r.M-'-2 >

- L .W -

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W > W H

4 7 . 5 0 . cr~r

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5 8 . 6 0 . 62»

1 ■ • - . .■ r>

7364 4 5 6 1S7 7 1 5 C.¡;'; O

4924 652? 3435 8425

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o i -p |=; 9 V . ' * *._> .'

CAMBIO

DE VOLUMEN

(CM---3)

0389 0885 1736 1945 - : A R '

4 9 9 6

HUMEDAD F I N A L :

D E N S I D A D SECA I N I C I A L ; 1 3 T / M ^ ' 3

D E N S I D A D SECA F I N A L : 1 .. i 7 T/M-^3

" E N S I D N CORTANTE DE ROTURA 2 . 0 2 6 9 K P / C

D.85

TRABAJO N i DENOMINACIÓN S Í t Í O 1 ÍUEST.AN. L (Fracción pasa #

o o

X u

O

e 2 s

1.0

0 , «

0 ,6

2 0 ,4

0 ,2

z o

SÍ ENSAYO DE CORTE DIRECK

MUM.NATURAL □ C0NS0UD. £Z

SATURADO Bü NO CONS. SD

SUMERGIDO O COMPACTADO CZ

SECCIÓN 6 x 6 cm V E L O C 1 . 2 2 mm/mir

PROBETA D E N S I D A D H U M E D A D

I N I C I A L F I N A L IN ICIAL F I N A I

1 . 0

0 . »

0 , 7

0 , 5

0 , *

o,¿

0.»

0 , 2 0 ,4 0 ,6 0 , » 1,0

TEHS

.^—^—^

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IONES N OS MALE i EN Ka f tm

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1

1 1

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1

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5 1 ,

,62 K

u , ¿ü

i

DO Kg

g/cm

TCgTa

/cm^

2 hn

4 5 6 T • i

DEFORMACIONES EN m » .

1 0 1 1 1 2 1 3 1 « 1 5

D.86

E N S A Y O r>EE C O R T E

TIPO DE ENSAYO: U - U

MUESTRA NUMERO: L Pf.SA TAMIZ 200

PRESIÓN VERTICAL: .3 KP/CM'-2

DIMENSIONES MUESTRA: 6 * 6 C M A 2

ID> X R E C T O

i! SPL A 7 AMIENTO

-'•n~ T ?r>f.jTAL

CARGA TENSIÓN

TANGENCIAL TANGENCIAL

CAMBIO

DE VOLUMEN

(CM---3)

1 '7 /t f:

5. 6. / * 3. 8. G.

es 9824 643? 305S 746F 967

9. Ci^

9 _ o

9. 9.

S4B90'. 7019 4814 4079 4079 3344 3344

<0.1

164: 1964

'■><■; i¡ a

29¿> 296S 2 9 7 3 303 1

07 OB 1629 2267 2 6 2 2 2905

3968 4 0 3 9 4039 " i 1 418 i 4 j S I

HUMEDAD F I N A L : Í Q

DENSIDAD SECA INICIAL: T/M~3

DENSIDAD SECA FINAL: T/M~3

TENSIÓN CORTANTE ÜE ROTURA: ;o~ 1 KP/CM

D.87

E N S A Y O I>! TIFO DE ENSAYO: MUESTRA NUMERO: PRESIÓN VERTICAL:

E C O R T E

U - U

L PASA TAMIZ 2 0 0

. 0 2 K P / C M ~ 2

o i R:E£:cro

D I M E N S I O N E S M U E S T R A : 6 * 6 CM~2

rs^S'-'L fsZAMIENTO

HOPÍ ?GrvTAL

i MM>

CARGA

TANGENCIAL

<KP/CM-'-2)

TENSIÓN

■ANGENCIAL

(KP/CM-'-2)

CAMBIO DE VOLUMEN

R'•)(■■,"■

c: ¡

ó . 9 8 2 4 9 . 554 9 •1 1 . 0249

13 .. 67 1 1 4 . 6 9 9 9

1 6 , 9 O 5

1 "7

18. 18. 19. 1?. 1 Q 1 p I1?. 19.

934 375 5954 4774 844 9 9919 9919 8449 844C5

1 947 2684

5 6 0 5 ^ 7 2 4 604S 6 2 1 3 6323 6 - : r94 6 "'99 6461

- 7 . 1E -0 " 085

3 3 ^ 3 3685 3897 4 5 5. 4 181 4251 4393 .3393 4464 44 6^

HUMEDAD F I N A L : 44

DENSIDAD SECA INICIAL: T/M~3

DENSIDAD SECA FINAL T/M~3

TENSIÓN CORTANTE DE ROTURA: £>-ht; KP/CM~2

D.88

ENSAYO r>EH: CO R T E r> z TIPO DE ENSAYO: U - U

MUESTRA NUMERO: L. PASA TAMIZ 200

PRESIÓN VERTICAL: 1 KP/CM A2

DIMENSIONES MUESTRA: 6 * 6 CM'-2

R E C T O

CARGA

TANGENCIAL

díP/CM'-- -,

TENSIÓN

TANGENCIAL CAMBIO

DE VOLUMEN

(Crr-3)

.6614 6.R355 11 - 3924 ¡4,1119 16.464 13.0075 19.5509 20. SOf>4 21.8294

23 .7405 2 4 . 5 ^ 9 /—tT77 -.' t ; -"t cr ¿. w l . ■_■ - J / U

26 . 0.1.9 26 .6805 27 .195 27 .4155 27 .2685

O 7 OAR

4725 5208 5699 6112 6467 6828 7 i 52 7459 -,--7 ~'-' 8045 8323 9561 97 1 2 F'7"9 9797 B=i5

0 4 9 6 07 O B 14S8

3543 3397 ¿ , - , t r. i ^ ". w i 4 606 43B9 cr -- "TT O 1. / O 5456 374

6 J 6 5 6307 6 448 651 9 6661

HUMEDAD F I N A L :

DENSIDAD SECA I N I C I A L : T/M"

DENSIDAD SECA FINAL: T/M--3

TENSIÓN CORTANTE DE ROTURA: . 895 K P / C

D.5. ENSAYOS DE CORTE DIRECTO DE LAS MUESTRAS PROCEDENTES DEL SlTIO 2

TRABAJO N.* DENOMINACIÓN . S Í t i O 2

D.90

MUESTRA N * 1

1.2

' , 0

0,8

0,6

0,4

°|2

1,5

1,4

1,3

1,2

1,1

1,0

0,9

0,8

0,7

0,6

0,5

0,4

0,3

0,2

0,1

ENSAYO DE CORTE DIRECTO

i

HUM.NATURAL □ CONSOLID. CS3

SATURADO [El NO CONS. □

SUMERGIDO □ COMPACTADO O

SECCIÓN c

PROBETA

1

2

3

x ° VELOC

DENSIDAD

INICIAL FINAL

1,600 ] , 8 9 6 1,619 ] , 9 0 0

1,599 2 ,010

u , u y i w IlHTl •' 11. i I i

HUMEDAD

INICIAL FINAL

0

0

0

I B , 1

] Í M ,

1 5 , 7 0,2 0 , * 0,6 0 ,8 1,0 1,2 1,4 1,6

TENSIONES NORMALES EN K« /cm Z

• RESISTENCIA OE PICO

(£) RESISTENCIA CON ORAN DEFORMACIÓN

PRO

■® ®-

PROB

»ROBI

3ETA-:

: T A -

: T A - I

i. (Ts

» . cr¡

. <r-

1,5 K<

1,0 K

5,8 KJ

/ c m 2

g/cm?

7c m*

3 4

DEFORMACIONES EN Imm)

D.91

TRABAJO N.' OtNOMINACION . S i t i o 2 MUESTRA N * 4

ENSAYO DE CORTE DIRECTO

HUM.NATURAL

SATURADO

SUMERGIDO

O

B3

□

CONSOLID.

NO CONS.

COMPACTADO

(23

□ a

SECCIÓN

PROBETA

1

2

3

fi v ñ vFinc

DENSIDAD

INICIAL FINAL

1 . 365

1 , 3 6 0

1 , 3 8 4

1 , 3 7 ]

] , 3 6 4

1 , 3 8 9

0 , 0 9 0 4 mm/mi

HÜMEDAO

INICIAL FINAL

0 1 8 , 3 9

" O 1 5 , 50

0 ] 7 , 8 0

TENSIONES NORMALES EN K , / c m '

• RESISTENCIA OE PICO

( • ) RESISTENCIA CON GRAN DEFORMACIÓN

-PROBI

PROBI

>ROBÍ

^TA-3

I T A - 2

T A - 1

. < r = :

. « - s

<T= 1

: Kg/<

l^SK,

Kg/c

m?

/cm?

™ 2 m. ri r T

1 1

DEFORMACIONES EN mi*.

D . 9 2

TRABAJO N • DCWOMIN ACIÓN . S Í t i O 2 MUESTRA N *

10

0,8

0,6

0,4

0,2

1,0

0,9

0,8

0,7

0,6

0,5

0,4

0,3

0,2

0,1

ENSAYO DE CORTE DIRECTO

HUM. NATURAL O C0NS0LID. C 3

SATURADO fSJ NO CONS. □

SUMERGIDO □ COMPACTADO □

SECCIÓN 6 x 6 VELOC.

PROBETA 0ENSI0AO

INICIAL FINAL

0 , 0 0 1 8 mm/rni n"

HUMEDAD

INICIAL FINAL

],084 1,763 1.088 1,775

40 , ü _3V_j 40,0 ?b,

1,092 1,781 40 , O 0,2 0,4 0,6 0,8 1.2 l.< '.«

TENSIONES NORMALES EN K , / c m '

• RESISTENCIA DE PICO

(i) RESISTENCIA CON GRAN DEFORMACIÓN

ffl

-(ST

r

»ROB

PROB

PROB

■TA-3

E T A - ;

;TA- 1

. <r =

» . <r=

• (Ts

, 5 Kg

1,0 K<

0,8 Kg

' c m 2

i / cm?

/ c m * H 5 ) —

3 4

DEFORMACIONES EN m».

D.93

TRABAJO N.' DCMOMIN ACIÓN . S Í t i O 2 MUESTRA N ' 8

>,4

1,0

0.6

0.2

•,5

1,0

0,5

ENSAYO DE CORTE DIRECTO

HUM. NATURAL O CONSOLID. [ 3

SATURADO E J NO CONS. □

SUMERGIDO □ COMPACTADO □

SECCIÓN 6 x 6 VELOC. 0.0181 nim/n

PROBETA

0,2 0,« 1.0 1.4

TENSIONES NORMALES EN Kg/cm

DENSIDAD

INICIAL FINAL

HUMEDAD

INICIAL FINAL

1

2

3

1,315 1 ,281

1,294

1 ,627 ] ,530

1 ,865

4 7 , 5 4 2 , 9 3

40 ,4

4 0 , 1 ' 26,1í

25,9: ■ RESISTENCIA DE PICO

( • ) RESISTENCIA CON GRAN DEFORMACIÓN

1 1®

PR

PR

Pl

DBETA

WSEV

tOBET

-3

f^2 " l&»

A-l -&•

u

— —

y t

•Gr-

V "f>

— —

S 4

DEFORMACIONES EN mm.

D.94

TRABAJO N ' DENOMINACIÓN . S i t i o 2 MUESTRA N ' 1

c >>

ENSAYO DE CORTE DIRECTO

HUM.NATURAL O

SATURADO E 3

SUMERGIDO □

CONSOLID. O

NO CONS. E 3

COMPACTADO □

SECCIÓN .

PROBETA

1

2

3

6 x 6 VFI .OC

DENSIDAD

INICIAL FINAL

1 , 5 7 0

1 , 5 8 3

1 ,583

1 , 8 3 8

1 , 8 0 9

] . 7 4 0

] , 34 m:n/ni n

HUMEDAD

INICIAL FINAL

0 1 7 , 2 7

0 ] 6 , 31;.

0 ] 6 . 1 2

0,50 1,25 1,50

TENSIONES NORMALES EN K»/c«n

• RESISTENCIA OE PICO

(•) RESISTENCIA CON GRAN DEFORMACIÓN

1,5

1,0

0,5

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PROB

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3 4 DEFORMACIONES EN mm.

D.95

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ENSAYO DE CORTE DIRECTO

CORTE U - U

HUM.NATURAL a CONSOLID. O

SATURADO |S) NO CONS. g j

SUMERGIDO □ COMPACTADO a

SECCIÓN fi v f> VELOC. 1 , 3 4 mi r . /n in

PROBETA DENSIDAD

INICIAL FINAL

HUMEDAD

INICIAL FINAL

1

2

3

1,503

1,349

1 ,467

] ,951

1 ,56]

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TENSIONES NORMALES EN K f / c m

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DEFORMACIONES EN mm.

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OCNOMINACION S i t i o 2 MUESTRA N '

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ENSAYO DE CORTE DIRECTO

CORTE TJ-U

HUM.NATURAL

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CONSOLID.

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SECCIÓN 6 x 6 VELOC. 1 , 3 4 mfi:./min

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INICIAL FINAL

1,276 3,500 1,290 1,399

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i,o 1,316 1,563 40,0 33,

RESISTENCIA DE RICO

On

0,30

0,20

0,15

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GRAN DEFORMACIÓN

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D . 9 7

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ENSAYO DE CORTE DIRECTO

CORTE U-U

HUM.NATURAL □

SATURADO

SUMERGIDO

CONSOLID. a

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□ COMPACTADO O

SECCIÓN 6 x fi VELOC. 1 , 3 4 mm/mi

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INICIAL FINAL

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INICIAL FINAL

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GRAN DEFORMACIÓN

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t

1,5 Kg,

3

43.1ÍS

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3 « 5 DESPLAZAMIENTO HORIZONTAL (mm.)

D.6, ENSAYOS DE CORTE SIMPLE DE LAS MUESTRAS PROCEDENTES DEL SlTlO 1

D.99 MUESTRA : L SITIO : 1

TIPO DE ENSAYO : CONSOLIDADO- DRENADO

10 20 DEFORMACIÓN ANGULAR, Jf(V«)

+ 8

♦ 6

♦4

♦2

0

- 6

■f

10 20 DEFORMACIÓN ANGULAR, y (Vo)

30

FIG. .- RESULTADOS DE ENSAYO DE CORTE SIMPLE

MUESTRA : L SITIO: 1 TIPO DE ENSAYO :CORTE S

TENSIONES PRINCIPALES, O-,', Cr,' EN Kg/cm

FIG. ENVOLVENTE DE ROTURA

2,0

D.101 MUESTRA : G SITIO : 1

TIPO DE ENSAYO = CONSOLIDADO-DRENADO

1,0

0~v s i(06 Kg/cm

0~v * 2,04 Kg/cm2

0"v * 3,06 Kg/cm -

10 20

DEFORMACIÓN ANGULAR, Jf {•/•)

30

+ 8

♦ 6

♦ 4

♦ 2

0

- 2

- 6

10. 20 DEFORMACIÓN ANGULAR, y (Vo)

30

FIG. .- RESULTADOS DE ENSAYO DE CORTE SIMPLE

MUESTRA : G (RET.TAMIZ 200) SITIO: 2 TIPO DE ENSAYO : CORT

2 tu

Z < i -

o U O M Oí UJ l i -

2

1

^1 ~ ~ ^ \

TENSIONES PRINCIPALES, CT^Oa EN Kg/cm

FIG. r- ENVOLVENTE DE ROTURA

MUESTRA : L SITIO : 1

TIPO DE ENSAYO : U-U

D.103

2,0

Z

3^

< 3 O UJ

Z O M Sé O x

Z

1,0

0~v = 1,377 Kg/cm 2

0~v = 1,06 Kg/cm-2

0"v = °i38 Kg/cm -

10 20

DEFORMACIÓN ANGULAR, ^ (%)

30

t í

♦ 6

> > < +2 z* UJ i ° —J

O

o O S -4 s < u

- 6

- O

10 20 DEFORMACIÓN ANGULAR, y (%)

30

FIG. .- RESULTADOS DE ENSAYO DE CORTE SIMPLE

ESFUERZO CORTANTE, T,ty EN Kfl/cm

K>

O

1 m Z < O < rn Z —i m rn

>

z O z

z o > r-m

3.

i

JL- .

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O

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O

c: « c:

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1

< r> » -O

Z o £ O x

z

MUESTRA : L SITIO : 1

TIPO DE ENSAYO : C ( 6 0 V . ) - U

D.105

10 20

DEFORMACIÓN ANGULAR, y (7o)

T 0

♦ 6

1 . 4 > > < +2 Z~ LU

o O o 5 -4 S < u

- 6

-a

.

^ ~

10 20 DEFORMACIÓN ANGULAR, }f (%)

30

FIG. .- RESULTADOS DE ENSAYO DE CORTE SIMPLE

MUESTRA: L SITIO: 1 TIPO DE ENSAYO: U=

»

TENSIONES PRINCIPALES, O*,', CT3' EN Kg/cm

FIG. r- ENVOLVENTE DE ROTURA

D.7. ENSAYOS DE CORTE SIMPLE DE LAS MUESTRAS PROCEDENTES DEL SlTIO 2

U . l U b

2,0

MUESTRA .- M-7 SITIO : 2

TIPO DE ENSAYO = CONSOLIDADO-DRENADO

3

<

o UJ

O

z s g X

z

1,0

CTV = 1,64 Kg/cm

CTV « 2,04 Kg/cm2

2 CTV s 0,66 Kg/cm

10 20

DEFORMACIÓN ANGULAR, y (%)

30

♦ 6

£ . 4 > > < *2 ■¿ tu

i 0 —1

O

O 2 -4 S < u -6

- a

•'

~——

10 20 DEFORAAACION ANGULAR, # (Vo)

30

FIG. .- RESULTADOS DE ENSAYO DE CORTE SIMPLE

MUESTRA : M-7 SITIO: 2 TIPO DE ENSAYO : U= 100 %

Z < 0 1 u 1 O is

ui

-

\ • '

■

^

TENSIONES PRINCIPALES, O",', CTj' EN Kg/cm

FIG. ^ENVOLVENTE DE ROTURA

2,0

1 3

< 3 t-

o ae ui

o —i < z s 8 z

1,0

MUESTRA : M-7 SITIO : 2

TIPO DE ENSAYO : U-U

D.llO

2 O".. : 9 0 2 Ka/cm

2 f7~ = 1 A1 Ka/rm

<Tw = 1 06 Ka/cm

<TV = 1,06 Kg/rm2

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=====

i \ \ \ \ \

\\ Y = 4 — ■ ■ -

10 20

DEFORMACIÓN ANGULAR, JC{%)

30

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♦ 6

£ ♦ 4 > 1 *2 z* Ui

i 0 -J o : - » o o S -4 s < u -6

*

^ ^ 1 ^ ^ ^ = ^ = ^ B

.

10 20 DEFORMACIÓN ANGULAR, y (%)

30

FIG. .- RESULTADOS DE ENSAYO DE CORTE SIMPLE

MUESTRA: M-7 SITIO: 2 TIPO DE ENSAYO:

TENSIONES PRINCIPALES, CT,', Cr3' EN Kg/cm

FIG- r-ENVOLVENTE DE ROTURA

D.112

I 3

< Z>

O

Z O M S O X

Z

MUESTRA: to~7 SITIO : 2

TIPO DE ENSAYO : C ( 6 0 % ) - U

10 20

DEFORMACIÓN ANGULAR, # (%)

♦ 6

2.4 > > < +2 Z~ ni

3 o « 1

o

o o S -4 < u -6

- * 10 20 DEFORMACIÓN ANGULAR, }f (%)

30

FIG. .- RESULTADOS DE ENSAYO DE CORTE SIMPLE

MUESTRA: M - 7 S IT IO: 2 TIPO DE ENSAYO : U =

2

'E

2 Ui

M UJ 1 -Z ¡s ° 1 u 1 O oc UJ u. «/> UJ

TENSIONES PRINCIPALES, O",', Cr3' EN Kg/cm

FIG. r- ENVOLVENTE DE ROTURA

3

< o t-O

Z s S O x

Z

MUESTRA : M-7 SITIO : 2

TIPO DE ENSAYO : C ( 80 % ) - U

D.114

10 20 DEFORMACIÓN ANGULAR, Jf(Vo)

T O

♦ 6

> > <J +2 Z' ULI

- i

o

o S -4 s < u

- 6

-a

—

10 20 DEFORMACIÓN ANGULAR, f (Vo)

30

FIG. .- RESULTADOS DE ENSAYO DE CORTE SIMPLE

MUESTRA : M - 7 SITIO: 2 TIPO DE ENSAYO :

TENSIONES PRINCIPALES, CT,\ a"3' EN Kg/cm

FIG. r- ENVOLVENTE DE ROTURA

D.116 MUESTRA : M-8 SITIO : 2

TIPO DE ENSAYO : CONSOLIDADO-DRENADO

I a

<* ee Z> ► -

O Oí UJ

O _ J

Z

o X

z UJ

10 20

DEFORMACIÓN ANGULAR, f (Vo)

+ 8

♦ 6

Í.4 > > < +2 3 3 —j

O > - 2 o O S -4 3 < u

- 6

-8

<

10 20 DEFORMACIÓN ANGULAR, y (Vo)

30

FIG. .- RESULTADOS DE ENSAYO DE CORTE SIMPLE

MUESTRA: M - 8 SITIO: 2 TIPO DE ENSAYO: C

>ü o Z UJ >. K

M

z < ° 1 U I O tM

UJ

TENSIONES PRINCIPALES, <T¡, <T¡ EN Kg/cm

FIG. r- ENVOLVENTE DE ROTURA

APÉNDICE E

RESULTADOS DE LOS ANÁLISIS DE ESTABILIDAD

Q i »

CASO 1

Factor de seguridad mínimo F = 1,480

m

8 5

s s

8

Í Ü 3b.6S 7b. 17 1\8.76 161.33 1»7.« E&7.6Í E77.W 3^6.67 366.e5 ÜSiT S3 *36.« ♦7S.W

$

CASO 2

Factor de seguridad mínimo F = 1,07

¿Val 3b.58 79.17 l'l8.7S 158.33 197.92 E37.SB 277.88 3^16.67 356.85 395.83 435.42 475.88

cu ú

CASO 3

Factor de seguridad mínimo F = 1,29

3 00 LO

c-

3b.58 7STl7 118.75 158.33 ÍSTTÜÍ £37.58 ¡T^T 88 316.67 Tei 395.83 ÍSsTÍE 475.BB B.8B

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1

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cu

CASO 5

Factor de seguridad mínimo F = 1,92

10 m

GC = 0%

GC = 25%

39.58 79.17 118.75 158.33 197.9E E37.5B E77.B8 316.67 356.£5 395.83 435.48 475.08

E.6

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■ 1 1 1 ' 1 1 1

de

CASO 5 seguridad

1 —

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F = = 1 32

GC = 0%

GC = 25%

GC = 65%

GC = 75%

1 1 .88

s i a i

CASO 1

Factor de seguridad mínimo F = 1,480

8 i s i

r-

TÜ 79.17 Út.TS 161.33 197.98 E37.5B E77.B8 3^8.87 368.E5 896.13 436.42 475.88 l . l l

fc

CASO 2

Factor de seguridad mínimo F = 1,07

¿tél 39.58 79.17 118.75 158.33 187.92 237.58 277.88 316.67 356.25 395.83 435.42 475.8

CASO 3 8

1A CU

ú

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Ul c¿ n cu

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00 IB

8

B CO

B

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.88

^ ^ ^ ~

39.58 79.17 118.75 158.33

Factor de seguridad mínimo f = 1,29

sS' ^S&^

T . GC = 90%

1 9 7 . 9 e E37.58 C77.B8 3 1 8 . 6 7 356 .£5 3 9 5 . 8 3 4 3 5 . 4 2

^ sfc

GC = 5

47S.BB

CASO 4

Factor de seguridad mínimo F = 1,92

GC = 0%

GC = 0%

¿ t ü 39.58 79.17 118.75 158.33 197.88 £37.58 £77.B8 316.67 356. £5 395.83 435 .«

OJ

ú

c <0

fr­eo

p-

CASO 5

Factor de seguridad mínimo F = 1,92

GC = 0%

GC = 25%

39.58 7b. 17 118.75 158.33 197.92 £37.58 277.88 318.67 356. 25 395.83 435.42 475.88

CASO 6

Ki 8

C ,3

16,

8 : é

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Factor de segur idad minino F

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1S8.33 197.92 e37.5B E77.B8 318.67 356.E5

= 1 , 2 6

GC =

GC = 0%

GC = 0%

GC = 0%

395.83 435.4E

CASO 5

Factor de seguridad F = 1,32

¿téH 39.58 757Í7 1Í8.7S 158.33 197.92 E37.5B E77.B8 356.E5 395.83 435.42 475.BB 316.67