Pruebas de Campo en la Investigación Geotécnica

PRUEBAS DE CAMPO EN LA INVESTIGACI Ó N GEOTECNICA Art í culo de revisi ó n

Rub é n D. Aguilar Collazo, Universidad Nacional de Colombia, sede Bogot á Maestr í a en Ingenier í a - Geotecnia

¹ Ingeniero Civil (IC), Esp. Gerencia de Proyectos de Construcción, Candidato a Magíster en Ingeniería - Geotecnia de la Universidad Nacional de Colombia, sede Bogotá

Este documento es un resumen integrado de veintiún (21) artículos científicos suministrados en la asignatura de Investigación del subsuelo e Instrumentación de la Maestría en Ingeniería - Geotecnia cursada en la Universidad Nacional de Colombia en el año 2012 y dirigida por el Docente XY - IC, M.Sc. Estos artículos se relacionan con las pruebas de campo que se pueden llevar a cabo durante la investigación geotécnica, entre las que se citan SPT, LPT, penetrómetros dinámicos y cuasi-estáticos, ensayos de corte y torsión, presurómetros, pruebas de placa, entre otros.

La ejecución del Ensayo de Penetración Estándar (SPT) al muestrear arenas con cierto nivel de sobreconsolidación indica que el número de golpes obtenido en cualquier depósito a una presión determinada de sobrecarga efectiva, puede llegar a variar en gran medida dependiendo del método de descarga del martillo, el tipo de peso y de la longitud de las varillas. Es necesario corregir el número de golpes observado (N) en un valor equivalente al que se habría efectuado al aplicar una energía especifica en el varillaje. Un valor recomendado, que debe ser reconocido a nivel internacional, es de 60% de la energía proporcionada por el peso de martillo estándar en caída libre. El recuento de golpes corregido se designa como (N60), y el valor normalizado (N1)60 puede ser considerado como una característica básica de la arena en la unidad de presión efectiva (1 kg/cm2 o 100 kPa). La relación entre el número de golpes, la presión de sobrecarga efectiva (σ'v en kg/cm2 ) y la densidad relativa (Dr), está dada como se muestra a continuación:

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Donde (a) y (b) son constantes de una arena especifica, que tiende a aumentar, con el incremento en el tamaño de grano, en la edad del depósito y en el grado de sobreconsolidación. Las discrepancias entre las pruebas de campo y laboratorio se resuelven cuando se tienen en cuenta los efectos de las diferentes relaciones de energía en el varillaje y la edad.[1]

Inicialmente recomendado para suelos granulares y otras condiciones del suelo difíciles de muestrear y ensayar o para realizar otras pruebas in situ, el SPT se viene utilizando en prácticamente cualquier condición de terreno. Adicionalmente proporciona una evaluación de las propiedades del suelo, los parámetros de base de diseño y el potencial de licuefacción. El SPT proporciona una medida de la resistencia del suelo a la penetración de un muestreador estándar, donde el número de golpes necesarios para conducir los últimos 300 mm es el valor de (N). La interpretación de los resultados de las pruebas se basan en el número de golpes (N), el cual ha sido sometido a varias "correcciones" para dar cuenta de la falta de estandarización en los procedimientos de prueba, los efectos de la presión de sobrecarga, y la influencia de la longitud de la varilla.

Existen aspectos debatibles en el SPT, tales como la falta de mediciones en profundidad de la energía entregada al varillaje por encima del muestreador, la afirmación que sugiere que la energía teórica que llega al muestreador disminuye con la disminución de la longitud de la varilla y que la energía suministrada al muestreador puede ser muy baja para un SPT a cierta profundidad ya que la energía que llega al muestreador es pequeña debido a las pérdidas de energía. En el trabajo de Odebrecht et al. (2005) se menciona que la relación entre la energía que alcanza el muestreador y la energía aplicada a la parte superior de las varillas es muy cercano a la unidad lo que indica que las pérdidas de energía son despreciables, aunque en suelos de baja resistencia la energía que alcanza el muestreador puede ser mayor que la energía transferida a la parte superior de la varilla. Se puede decir que cuanto menor sea la resistencia al corte del suelo mayor es la energía entregada al muestreador. [2]

Según los autores, es evidente la necesidad de la estandarización del conteo del numero de golpes (N) dentro del valor de referencia de energía en el SPT. Los resultados demuestran que mientras que la energía entregada a la varilla se expresa como una proporción de la energía teórica de caída libre del martillo, la energía efectiva del muestreador es una función de la altura de caída del martillo, la penetración permanente del muestreador y del peso del martillo y la varilla. También señalan que la resistencia a la penetración del suelo es inversamente proporcional a la energía transmitida al varillaje por el impacto del martillo. El desplazamiento total del martillo es la suma de la altura inicial de caída más la penetración del muestreador. El numero de golpes (N) del SPT es sensible a las técnicas del operador, al funcionamiento inadecuado del equipo utilizado y a las malas prácticas de perforación.

La Influencia de la longitud de la varilla es doble y produce efectos opuestos: las pérdidas de energía de onda aumentan con el incremento en la longitud de la varilla, por ello la eficiencia de transferencia es inversamente proporcional a dicha longitud. Por otro lado en un varillaje largo la ganancia en energía potencial a partir del peso es significativa y puede compensar parcialmente las pérdidas de energía medida; esto genera un incremento en el numero de golpes (N) cuando se usan varillas más pesadas. [2]

Varios investigadores han desarrollado versiones del SPT a mayor escala para depósitos de gravas utilizando martillos y muestreadores de gran tamaño, puesto que el muestreador de cuchara partida convencional es demasiado pequeño para este tipo de investigaciones del subsuelo. Estos ensayos se conocen como Pruebas de Penetración Pesada (LPT), las cuales se han tratado de correlacionar con el numero de golpes (N) del SPT. El SPT se considera poco fiable para su uso en gravas, debido a los efectos del tamaño de grano y poco práctico ya que la energía de entrada es insuficiente.

De acuerdo con la literatura a continuación se citan cuatro tipos de LPT que se han correlacionado con el SPT: (1) JLPT o LPT Japonés desarrollado en arenas y gravas, (2) Burmister LPT, en el cual se correlacionaron datos de campo de arenas, (3) ILPT o LPT italiano, en el cual se correlacionaron datos de campo de arenas y gravas arenosas y (4) NALPT o LPT Norteamericano, para el cual se adelantó una investigación de gravas arenosas y arenas gravosas. Los factores de correlación obtenidos se diferencian principalmente por los distintos equipos de LPT. El número de golpes medido durante un LPT o SPT es función de la resistencia que actúa sobre el muestreador durante la penetración y la energía de entrada de las pruebas.

La eficiencia de la transferencia de energía desde el martillo a las varillas de perforación es cuantificada por la relación de energía de la varilla (ERr), la cual depende de la energía de onda de tensión que pasa por un punto de medición en las varillas de perforación (ENTHRU), el peso del martillo (W) y la altura de caída del martillo (H). Schmertmann y Palacios (1979) mostraron que la medición del número de golpes del SPT es inversamente proporcional a la relación de energía para un N<50.

Daniel et al. (2003) proponen un método para correlacionar el SPT con el LPT mediante el numero de golpes medido, con base en los análisis de la ecuación de onda de dichos ensayos y considera las variaciones en los equipos, la resistencia a la penetración y la energía. Los números de golpes del SPT y LPT hacen referencia a una relación de energía de 60%. El (N) previsto aumenta con la resistencia estática última (Ru), mientras que la relación ( ⁄ ) es inversamente proporcional a (ENTHRU), la cual debe ser controlada. Los resultados muestran que cualquier numero de golpes del LPT (NLPT) se puede correlacionar con el (NSPT), siempre que (ENTHRU) y la resistencia que actúa sobre el muestreador durante la penetración sean conocidas. El factor de correlación (NSPT / NLPT) está en función solo de la energía transferida a las varillas de perforación, de (ENTHRU) y del área de soporte del muestreador. Los efectos del tamaño del grano inciden mucho más en el (NSPT) que en el (NLPT), por lo tanto la relación de NSPT a NLPT tiende a incrementarse con el aumento del tamaño del grano, aunque dicho incremento se puede generar en parte por las incertidumbres asociadas con la falta de corrección de la energía o por el uso de muestras de calibración no envejecidas. [3]

Restrepo y Rodríguez (2006) realizaron una simulación usando un modelo numérico de diferencias finitas propuesto por Smith (1960) del ensayo SPT instrumentado de modo electrónico para medir en tiempo real la fuerza y velocidad durante el SPT y utilizar dichas mediciones durante el ensayo de carga dinámica en pilotes usando la teoría de propagación unidimensional de ondas para evaluar la integridad, estimar la capacidad última y determinar la energía transmitida durante el hincado de pilotes. La solución de la ecuación de Smith (1960), permitió tener en cuenta el hecho que el golpe del martillo sobre un pilote produce una onda de esfuerzos que se propaga en profundidad a la velocidad del sonido de tal manera que la totalidad del pilote no es cargado simultáneamente. Se plantea un modelo carga-deformación de tipo elastoplástico que representa la carga y descarga lateral por fricción entre el suelo y el pilote, donde la máxima deformación elástica (Q) y la resistencia estática última del suelo (Ru) definen el comportamiento estático. En principio se debe calcular la velocidad inicial del martillo para el primer impacto y determinar los valores de las rigideces de los elementos del pilote. Una forma de estimar la resistencia estática del fuste y de la punta es mediante la medición o estimación de las propiedades mecánicas del suelo como se realiza en los procedimientos tradicionales para el diseño de pilotes.

Al analizar el SPT, se puede observar que la tubería desciende durante el impacto del martillo sin presentar resistencia lateral ya que la tubería tiene un menor diámetro que la perforación, el muestreador presenta resistencia a la penetración por el suelo presente en la base de la perforación. Durante el impacto se generan ondas incidentes a compresión y posteriormente éstas se reflejan de acuerdo a la condición de contorno existente. Cuando el muestreador es hincado, el impacto induce una fuerza hacia la cabeza de la tubería que posteriormente es medida por los sensores allí ubicados. La tubería podría entonces considerarse como libre y con una fuerza resistente en la punta, entonces la resistencia por fricción se considera como nula. Según Fellenius. B (2006), cuando un martillo impacta la fuerza generada desacelera su movimiento y una onda de esfuerzos se genera para ser propagada por la tubería, luego de que se alcanza la velocidad pico, la cabeza de la tubería se comienza a mover y la fuerza cae exponencialmente.

El SPT presenta limitaciones que afectan la aplicación del modelo de Smith (1960) a diferencia del ensayo de carga dinámica. Dada la alta velocidad de propagación de onda, el poco contacto entre el varillaje y el suelo a lo largo de la perforación y las altas frecuencias registradas en cada golpe es muy difícil obtener reflexiones en la barra instrumentada durante la propagación de la onda de esfuerzos a su paso por el muestreador para obtener valores de resistencia por fricción como se obtiene con claridad en un ensayo de carga dinámica en pilotes. [4]

Al igual que el SPT, el CPT es ampliamente utilizado en investigaciones del subsuelo. El CPT es un ensayo de penetración con cono, el cual generalmente se considera más consistente y repetible que el SPT , y puede dar un perfil del suelo casi continuo lo que lo hace ventajoso para determinar perfiles de resistencia a la licuación, sin embargo al ejecutar el CPT no se pueden recuperar muestras, por ello para confirmar el tipo de suelo y verificar las interpretaciones hechas se realizan sondeos paralelos preferiblemente con SPT. La dificultad y costos para obtener muestras inalteradas trae consigo la posibilidad de usar métodos simplificados para evaluar el potencial de licuación a partir de ensayos in situ. Juang et al. (2003) proponen un nuevo método simplificado para evaluar la resistencia a la licuación de un suelo basado en datos de campo del CPT y mediciones de desempeño a la licuación después de sismos. Estos datos se usaron para entrenar y ensayar una red neuronal para predecir la licuación basándose en los parámetros de carga sísmica del suelo. La red neuronal se desarrolló para predecir la ocurrencia o no de la licuación a partir de 4 variables: La resistencia de la punta del cono ajustada al esfuerzo de sobrecarga (qc1N), el Índice de tipo de suelo (Ic), el esfuerzo de sobrecarga en el punto de medición del CPT en kPa (σ’v) y la relación de esfuerzos cíclicos (CSR) ajustada a una magnitud de sismo de referencia de 7,5 (CSR7,5), y adicionalmente la red neuronal sirve de base para desarrollar el método simplificado propuesto.

En los métodos simplificados que siguen el enfoque de Seed e Idriss (1971) y actualizado por Youd et al. (2001), la “carga” a un suelo inducida por un sismo se expresa como la relación de esfuerzos cíclicos (CSR) y la “resistencia” para que no se dispare la licuación como relación de resistencia cíclica (CRR). La licuación se define como la transformación de un material granular de un estado sólido a un estado licuado como consecuencia del incremento de presión de poros y la reducción de los esfuerzos efectivos. El factor de seguridad (FS) ante la licuación a una profundidad determinada dentro del depósito de suelo es FS = CRR/CSR, si (FS)≤1 se predice la ocurrencia de la licuación y si (FS)>1 se predice que no hay licuación. [5]

A través de un análisis de regresión de mínimos cuadrados se obtuvo una ecuación empírica aproximada a la función del estado límite donde ( ௩) que representa un método determinístico para evaluar la resistencia a la licuación a partir de los resultados del CPT. El método tiene cierto nivel de incertidumbre, ya que existe la probabilidad de ocurrencia de licuación cuando (FS)>1, por lo tanto fue calibrado usando la teoría Bayesiana y se obtuvo la probabilidad de licuación ante un evento sísmico futuro (PL) en función del (FS) calculado y los parámetros A y B. Esta probabilidad provee una herramienta de toma de decisiones y sirve como guía para la selección de un (FS) apropiado. [5]

Boulanger e Idriss (2004) estudiaron la resistencia a la licuación mediante la corrección de la resistencia a la penetración en arenas limpias a un esfuerzo de sobrecarga equivalente de 1 atmosfera (CN) y el ajuste de la relación de resistencia cíclica (CRR) usando un índice relativo del parámetro de estado (ξR). También se planteó un método alternativo que representa la relación del efecto del esfuerzo de sobrecarga sobre (CRR) a partir del concepto de resistencias de penetración normalizadas. Boulanger (2003) definió (ξR) con base en el índice relativo de dilatancia de Bolton (1986), en función de una constante empírica (Q) que depende del tipo de grano, (Ko) y (σ'vo), y encontró que en algunos casos (CRR) puede ser expresada únicamente como función de (ξR). Es importante mencionar que Seed (1983) definió (CRR) en función de (CRRσ=1,α=0) especifico, (Kσ) y (Kα) que es un factor de ajuste para los efectos del esfuerzo cortante estatico sobre (CRR). Los resultados del estudio brindan un marco teórico consistente para interrelacionar (CN) con (Kσ) que es un factor de ajuste para los efectos de (σ'v) sobre (CRR). [6]

Las metodologías de Juang et al. (2003) evalúan el potencial de licuación desde un punto de vista determinístico, sin embargo algunos métodos de mayor complejidad lo evalúan probabilística y determinísticamente. Tal es el caso de la metodología propuesta por Moss et al. (2006b) que evalúa el potencial de licuación sísmica de un suelo con base en el CPT, a partir del análisis de una base de datos a nivel mundial y el establecimiento de correlaciones probabilísticas de ocurrencia de licuación. El umbral o límite de licuación usualmente se define de modo determinístico, pero en este estudio se definió usando estadística, actualización Bayesiana y métodos de confiabilidad específicos. La selección de la capa crítica es necesaria para estimar la media y desviación estándar de los coeficientes de variación de la resistencia por punta normalizada (qc,1) y la relación de fricción (Rf) para una historia de caso dada. La capa crítica se define por el estrato más licuable del perfil, es decir "el eslabón más débil de la cadena". El propósito del tamizado fue diferenciar los procesos de licuación de suelos no cohesivos y el ablandamiento cíclico de arcillas, ya que ambos pueden producir fallas apreciables del terreno. En algunos casos se pudo haber presentado licuación en un estrato profundo pero no se reveló en superficie debido a la presencia de un estrato grueso suprayacente no licuable. Es importante mencionar que la resistencia por punta puede ser influenciada por la presencia de suelos más blandos sobre o debajo de la capa licuable. Se requirió de ajustes y correcciones en la resistencia a la penetración medida por esfuerzos efectivos de sobrecarga, en la influencia del adelgazamiento de la capa licuable y corrección del CSR.

El esfuerzo efectivo por sobrecarga puede influenciar enormemente las mediciones por ello se normalizó la medición de resistencia en la punta a una profundidad y un esfuerzo vertical efectivo dados por un esfuerzo efectivo de referencia de 1 atm; se utilizó un factor de normalización de punta (Cq) y un exponente de normalización (c). Los resultados estadísticos mostraron que cuando las mediciones CPT son normalizadas apropiadamente, el esfuerzo efectivo por sobrecarga no tiene un efecto importante en el análisis. Se usó un marco de trabajo Bayesiano utilizando métodos de confiabilidad estructural para evaluar los datos procesados y desarrollar una correlación entre la demanda sísmica por la relación de esfuerzo cíclico uniforme equivalente (CSR) y las variables de resistencia respecto a la licuación/no-licuación observada. El resultado se puede expresar como una media y una varianza de la demanda símica requerida para desencadenar la licuación de acuerdo a una resistencia a la penetración o como una media y una varianza de la resistencia requerida para que se presente licuación bajo cierta demanda. [7]

La normalización del CPT por esfuerzos de sobrecarga es necesaria para poder obtener valores apropiados de resistencia por punta y fricción, por lo tanto Moss et al. (2006a) proponen un procedimiento basado en análisis empíricos y teoricos. El efecto de los esfuerzos de sobrecarga afecta de modo diferente a cada tipo de suelo, los suelos cohesivos responden principalmente como una función de la relación de sobreconsolidación (RSC) y de la resistencia no drenada (Su), los suelos no cohesivos responden principalmente en función de la densidad relativa (Dr) y el coeficiente de presión de tierras en reposo (ko) y en un pequeño grado de la angularidad, compresibilidad y resistencia a la compresión de los granos. Esto podría indicar que la presión lateral es una variable primaria en la determinación de la resistencia por punta del cono en suelos no cohesivos, y una variable secundaria relacionada con el esfuerzo promedio en suelos cohesivos. El efecto de la sobrecarga en el CPT no es lineal y muestra una curva decreciente con el incremento lineal en el esfuerzo. Para tener en cuenta el efecto se normaliza con un esfuerzo de referencia igual a 1 atmosfera = 1,033 kg/cm2. Una limitación de la normalización basada en datos empíricos es que la capa de suelo debe ser "uniforme" y extendida a lo largo de una profundidad suficiente para ser usada en el cálculo del exponente de normalización.

El método de expansión de cavidades es la aplicación teórica más avanzada para predecir los valores de punta del CPT en profundidad. El método es usado en este estudio en dos etapas: (1) Cálculo de una solución teórica de la presión límite de cavidad, y (2) La presión límite obtenida es relacionada con la resistencia por punta del cono. Se utilizaron varias soluciones para estimar el exponente de normalización a través de modelos teoricos divididos en cuatro estados del suelo. (a) Suelo cohesivo normalmente consolidado (Arcillas NC): Se modeló como un material lineal-elasto-plástico perfecto usando el criterio de Mohr-Coulomb, se plantea la hipótesis de que en este tipo de suelos la resistencia por punta y friccional se normalizan equivalentemente (b) Suelo cohesivo sobreconsolidado (Arcillas SC): Se plantea la hipótesis de que este tipo de suelos presentan similares facciones y que la resistencia por punta y friccional son equivalentes. (c) Suelo no cohesivo contráctil (Arenas sueltas): Se utiliza la aproximación de cavidad esférica y el criterio de falla lineal elasto-plástico de Von Misses para obtener la resistencia por punta de este material y la geometría cilíndrica de expansión de cavidades para obtener la resistencia friccional. La diferencia entre la resistencia por punta y friccional es función de la relación de las presiones límites de un cilindro y una esfera. (d) Suelo no cohesivo dilatante (Arenas densas): Se utiliza un modelo no lineal elasto-plástico de expansión de cavidades que requiere el uso de elementos finitos FEM para encontrar la solución de la presión límite de cavidad. Con base en ciertas consideraciones los resultados indican que podría existir una divergencia mínima entre los exponentes de normalización de punta y friccional.

Para la normalización de la resistencia por punta y friccional es necesario un proceso iterativo, donde la convergencia se logra en dos pasos. Según los autores la normalización de la resistencia friccional es un problema porque no existen modelos numéricos o analísticos para predecirla, se hacen aproximaciones en laboratorio, pero falta la rigurosidad matemática, que si tiene la resistencia por punta. El exponente de normalización es un indicador del estado del suelo bajo condiciones de esfuerzos dadas, por lo tanto al considerarlo una constante puede generar valores normalizados incorrectos. Este error ocurre en el SPT, el cual tiende a no ser un ensayo estándar. Si el CPT y SPT son desarrollados juntos, se recomienda que los exponentes de normalización del CPT sean usados también en el SPT. [8]

Así como el CPT es normalizado por los efectos de los esfuerzos efectivos de sobrecarga, la prueba de penetración con piezocono (CPTU) también debe ser normalizada por diversas causas. Schneider et al. (2008) proponen un marco para la clasificación del suelo mediante datos obtenidos de la prueba del piezocono normalizado (CPTU) a partir de valores corregidos de la resistencia por punta (qt) y la presión de poros de penetración (u2). Al clasificar los suelos sobre la base de datos del piezocono es deseable poder separar la influencia de la OCR y el coeficiente de consolidación. El estudio se centra en la separación de la influencia de la relación del esfuerzo de fluencia a partir de la consolidación parcial sobre los parámetros normalizados de CPTU, que tienden a aumentar la resistencia por punta del cono (Q= qcnet /σ'vo) y disminuir el parámetro de presión de poros (Bq). Los parámetros medidos durante el CPTU se utilizan para crear perfiles de suelo y geoestratigrafía y en la evaluación de los parámetros en el diseño geotécnico. En arenas y arcillas las correlaciones del CPTU con parámetros de diseño pueden ser relativamente fiables, mientras que en suelos de transición (arenas arcillosas y limosas, arcillas limosas, suelos residuales, etc) a menudo el CPTU se realiza en condiciones de consolidación parcial, en las que la disipación del exceso de presión de poros ocurre a nivel local en torno al avance del cono y se da de manera parcial, por lo tanto existe una incertidumbre significativa no sólo en la evaluación de las propiedades del suelo, sino en la identificación de cuando la penetración se produce en condiciones de drenaje parcial, y en qué grado las presiones de poros están influyendo en la resistencia del cono, es decir la imposición de las condiciones de drenaje (drenada, no drenada, parcialmente drenada) durante la penetración tiene importantes implicaciones en la aplicación confiable de las correlaciones de diseño.

A medida que el esfuerzo efectivo de sobrecarga aumenta con la profundidad, la resistencia por punta a la penetración del cono también tiende a aumentar, por lo tanto es necesario normalizar los parámetros medidos, ya que este aumento en las lecturas de profundidad puede causar errores de interpretación en la clasificación del suelo. La normalización de la resistencia por punta del cono se basa generalmente en el esfuerzo efectivo vertical (σ'vo). A pesar que esta normalización es fácil de aplicar y da cuenta de la influencia del nivel de esfuerzos en la resistencia y rigidez del suelo, no es un parámetro único para evaluar el estado de las arcillas durante la penetración no drenada. La definición del factor de cono (Nkt) está en función de la resistencia por punta normalizada del cono (Q) y de la relación de resistencia no drenada (Su/ σ'vo) que es afectada por la relación de sobreconsolidación (OCR). Por otro lado, la normalización de las presiones de poros de penetración requiere en primer lugar separar las presiones intersticiales que son una función de la respuesta del suelo y las presiones existentes en el suelo antes de la penetración. La medida de la penetración de presión de poros (um) se puede expresar como la suma de la presión de poros in situ (uo) y el exceso de presión de poros (Δum). Durante la ejecución del CPTU, las presiones de poros se miden detrás de la punta del cono, o en la ubicación de (u2). La clasificación del suelo por piezocono que se basa en la resistencia por punta y la presión de poros utiliza normalmente el parámetro de presión de poros (Bq=Δ u2 /qcnet) que está en función del exceso de presión de poros y la resistencia neta en la punta del cono. Para evaluar los efectos de la consolidación parcial se propone el uso de la velocidad de penetración normalizada (V), la cual depende de la velocidad del cono (v), diámetro del penetrómetro (d), y coeficiente de consolidación (cv).

Los autores reconocen que los modelos de suelo usados en los estudios paramétricos son una simplificación del comportamiento real; la relación entre los datos de campo y las tendencias de análisis son útiles para evaluar las implicaciones de la respuesta del piezocono modelada. El CPTU genera altos niveles de deformación alrededor de la sonda; en suelos deformables por ablandamiento es probable que el valor de la fuerza máxima se supere. Las arcillas sensibles pueden tener altos valores de (Q) debido a la relación OCR y ángulo de fricción, pero tienden a tener mayores valores de Bq que arcillas similares con una menor sensibilidad. Durante la penetración el grado de disipación de la presión de poros es mayor, entonces el aumento de la resistencia en la punta del cono es generalmente reflejado por un menor exceso de presiones de poros de penetración. Las pruebas de contracción (serie de pruebas a una tasa de penetración variable) ayudan a identificar las dos facetas del comportamiento de la arcilla durante la penetración: (1) los efectos de tipo viscoso, y (2) la consolidación parcial. Esto resulta en un comportamiento particular en torno a un valor mínimo de (Q), con una mayor resistencia en la punta del cono a mayor velocidad debido a los efectos de tipo viscoso y una mayor resistencia en la punta del cono a velocidades más bajas debido a la consolidación parcial. A medida que la OCR de las arcillas tiende a disminuir con la profundidad, la mayoría de los suelos arcillosos sobreconsolidados también mostrarán que (Q) y (Δu2 /σ'vo) disminuyendo con la profundidad. Los suelos en los que la penetración es parcialmente drenada a menudo tienden a variar en el tipo de material y el coeficiente de consolidación, lo que tiende a resultar en un aumento de (Q) y una disminución de (Δu2 /σ'vo) con el aumento en el coeficiente de consolidación. La delimitación de los suelos limosos por piezocono, así como el análisis de ingeniería en estos materiales es complicada por los efectos de la consolidación parcial, con condiciones de drenaje durante las pruebas de penetración que difieren a menudo de las de diseño. En arenas la observación de las presiones de poros hidrostáticas, es un buen indicador de la penetración drenada; que se traducirá en mayores valores de (Q) en comparación con la penetración no drenada o parcialmente drenada. La reducción en (Q) con la profundidad es más significativa para arena muy densa, que para arena suelta. Se han registrado presiones de poros negativas (u2) durante la penetración del piezocono en arcillas y arenas de distinto tipo, por lo tanto se pueden realizar pruebas de disipación. En arcillas altamente SC las presiones de poro durante las pruebas de disipación puede comenzar como negativas, aumentar hasta la hidrostática, y luego empezar a decaer. Al analizar el comportamiento de suelo de transición es necesario evaluar la influencia de la velocidad normalizada en (Q), ya sea a través de pruebas de disipación o pruebas de tasa variable de penetración. [9]

El comportamiento de los suelos es generalmente controlado por el grado de disipación de la presión de poros durante la carga, el nivel de esfuerzos en la falla, y la relación inicial de esfuerzo de fluencia. Estas características de comportamiento llevarán a las diferentes respuestas del suelo durante la penetración del piezocono, en particular los valores relativos de la resistencia en la punta del cono y las presiones de poros de penetración. [9]

Durante las investigaciones rutinarias de campo, el muestreo de alta calidad y las pruebas de laboratorio en arenas no son factibles, por los efectos de la perturbación de la muestra y las limitantes económicas. Por ello Mayne (2006) recopiló datos de muestras de arena virgen congelada de 15 sitios en Japón, Canadá, Italia y China para la calibración de métodos de interpretación del (CPT). El autor usó la base de datos para evaluar el ángulo de fricción secante pico (φ'p) en términos de la resistencia de punta del cono normalizada (Q ≈ qt/σ'vo) usando dos enfoques analíticos: (1) La teoría esférica de expansión de cavidades con un índice de rigidez operacional (IRR) y (2) una formulación del límite de plasticidad con ángulo de plastificación apropiado (β). Los valores de (IRR) y (β) se encontraron correlacionados con la relación normalizada (Go/σ'vo). Por lo tanto con las mediciones del modulo de corte inicial (Go) y la resistencia cortante, la prueba de cono sísmico (SCPTU) permitió identificar la respuesta resistencia - esfuerzo - deformación de arenas a cualquier profundidad. El (SCPTU) en arenas provee un método optimo de captura de cuatro lecturas continuas independientes con respecto a la profundidad en un mismo sondeo tales como resistencia por punta del cono (qt), fricción (fs), presión de poros medida en el reborde (ub) y la velocidad de onda de corte (Vs) tipo downhole a intervalos de 1m. En la caracterización geotécnica del sitio un sondeo usando (SCPTU) es más eficiente y conveniente para recoger datos múltiples de muchas facetas del comportamiento del suelo. Con el primer enfoque se encontró que (IRR) se correlaciona adecuadamente con(Go/σ'vo). Con el segundo enfoque se determinó el angulo de fricción (φ') en función de (qt/σ'vo) y el angulo (β), el cual describe el tamaño de la zona de falla cerca de la punta. [10]

Chu et al. (2002) realizaron una investigación de las características de consolidación y la permeabilidad de la arcilla marina de Singapur a través de pruebas de laboratorio y ensayos in situ. Se determinaron los coeficientes de consolidación (CV y CH) y los coeficientes de permeabilidad (kV y kH) en dirección vertical y horizontal. (CV) depende de la deformación vertical y de OCR. El valor de (CH) aumenta aparentemente con la profundidad y es usualmente 2 a 3 veces mayor que el valor de (CV). La permeabilidad del suelo es principalmente determinada de modo indirecto a partir de valores de (CV) o (CH). Las pruebas de laboratorio realizadas fueron: Ensayo edométrico, Deformación controlada (CRS) y prueba con la celda Rowe en muestras inalteradas de buena calidad. Los ensayos in situ se ejecutaron usando: (1) Permeámetro BAT: Se utiliza para determinar de modo indirecto (kh) in situ, tiene un filtro de 30 mm de diámetro y 40 mm de espesor. La prueba se hace con flujo de agua, entonces cuando el agua fluye en la sonda, la presión del aire en la cámara cambia. (kh) se determina en función de (Po, Vo, F, Uo, Pt). (2) Piezocono (CPTU): Posee un area de punta del cono estándar de 1000 mm2 y un angulo de 60°. El filtro de presión de poros se localizó detrás de la punta del cono. (CH) se puede determinar en función de (R, T50, t50). (3) Dilatómetro plano (DMT): Solo se mide el esfuerzo lateral total (σh), no la presión de poros (u), se considera que una proporción significativa de la medida de (σh) que actúa sobre la espada es igual a (u), se establece una relación aproximada entre la velocidad de disminución de (σh) y (CH) cuyo valor también se obtiene de las lecturas A y C. (4) Presurómetro Auto-excavador (SBPT): Tiene una sonda de 83 mm de diámetro y 1,4 m de largo; la disipación de (u) se mide con una celda, el valor de (CH) se puede calcular de modo similar al (CPTU). En las arcillas de Singapur, la permeabilidad generalmente decrece con la profundidad. El valor obtenido de (kh) del Permeámetro BAT es menor que el de los otros ensayos in situ. El Ensayo edométrico proporciona mediciones fiables de (CV). Las alternativas de mejoramiento del suelo incluyen el uso de drenes verticales, por lo tanto las pruebas de disipación con CPTU o en laboratorio con la celda Rowe se recomiendan para determinar (CH). Sin embargo, cuando los drenes son instalados a una distancia estrecha en arcillas blandas marinas, el efecto de "distorsión" del suelo puede ser considerable y como resultado se debe usar un valor de diseño de (CH) más bajo que el de una arcilla intacta. [11]

Morris y Williams (1993) desarrollaron un modelo teórico de la prueba de resistencia al corte de suelos utilizando veleta (VST), a partir de datos experimentales de esfuerzos totales y efectivos actuantes sobre la zona de corte generada alrededor de la rotación de la veleta de corte. La prueba de veleta de campo es de las más utilizadas en la medición in situ (directa) de la resistencia al corte de suelos blandos a medianamente cohesivos, sin embargo sus resultados son solo un índice de la resistencia. Entre las limitantes de la prueba están la perturbación y el exceso de presión de poros por causa de la inserción de la veleta en el suelo, están los efectos de tixotropía debido a la velocidad de corte, están el exceso de presión de poros por la rotación de la veleta, el estado de esfuerzos inicial del suelo, su plasticidad, permeabilidad y sensibilidad. La situación se complica por los esfuerzos inducidos al suelo por la rotación de la veleta y la posible ocurrencia de una falla progresiva. El VST es una prueba modelo y no un elemento de prueba. La estimación de la resistencia al corte del suelo con veleta se aplica a casos prácticos en los cuales el modelo es razonable. Es importante conocer los esfuerzos efectivos que controlan la resistencia movilizada en la zona de corte de la veleta. El modelo de Morris y Williams (1993) se aplica para historias de esfuerzos en materiales ensayados y para varios estados de esfuerzos iniciales axisimétricos en el suelo que incluyen la consolidación 1D, isotrópica e intermedia. El modelo es compatible con la teoría del estado crítico, pero está restringido para suelos NC que presentan un valor de cohesión efectiva igual a cero (c' = 0). El modelo propuesto se basa en las siguientes simplificaciones, lo cual permite que los esfuerzos efectivos del suelo durante la rotación de la veleta sean estimados: (a) La perturbación del suelo debido a la inserción de la veleta es insignificante. (b) Los excesos de presión de poros generados por la inserción de la veleta se disipan antes de la rotación de la veleta. (c) Los efectos de la velocidad de corte son insignificantes. (d) La zona de corte se puede aproximar a las superficies de falla cilíndricas producidas por los bordes de las aspas de la veleta. (e) No se generan excesos de presiones de poros sobre las superficies de falla por la rotación de la veleta. (f) No hay cambios en los esfuerzos normales efectivos y totales que actúan sobre las superficies de falla que ocurren durante la rotación de la veleta. También se supone que el eje de rotación de la veleta está en posición vertical y que la superficie del suelo es horizontal. El criterio de falla utilizado es el de Mohr-Coulomb. El estado critico se alcanza en cualquier punto de la superficie de falla para un esfuerzo cortante (τv), el cual está en función de esfuerzos normales efectivos (σ'v y σ'h) donde (σ'h =K σ'v) y del angulo de fricción en el estado crítico (φcs'). También se genera un torque total (Th) que se atribuye a la superficie de falla horizontal, la cual varía con el radio medido a partir del eje de la veleta (r) y con el angulo de rotación (θ) y que depende del esfuerzo cortante τv = τv (r,θ). El modo de falla en el VST se asemeja al ensayo de corte directo, el cual es más apropiado para determinar ángulos de fricción.

Bjerrum definió un factor de corrección (µ) que relaciona la resistencia al corte de la veleta con la resistencia obtenida por retro-análisis de fallas a una gran escala, y propuso que (µ = µa µR) donde (µa) y (µR) corresponde a los efectos anisotrópicos y de velocidad de deformación respectivamente. En este caso particular se utilizó un factor de corrección (µv) análogo a (µR) y relacionado con el torque medido (Tm) y el Torque teórico (To), con la intención de compensar los efectos de tixotropía y de presión de poros. La interpretación convencional del VST supone que la resistencia al corte no drenada (Su) se desarrolla uniformemente sobre toda la superficie de falla. El modelo propuesto sitúa a la resistencia al corte de veleta al mismo nivel de la resistencia triaxial del estado crítico, la cual puede estimarse si se conocen los esfuerzos in situ, la relación OCR y el angulo (φ') de compresión triaxial, la relación de espaciamiento y la relación de deformación volumétrica plástica. El nuevo modelo de veletas de corte puede proporcionar estimaciones teóricas del torque medido y de la resistencia convencional al corte de veleta. Estos pueden ser comparados con datos de campo o utilizados en los análisis de estabilidad convencional. [12]

El dilatómetro plano de Marchetti (DMT) es una "espada" de acero inoxidable que tiene montada (a ras) en un lado una membrana circular y plana de acero. La espada está conectada a una unidad de control en la superficie del terreno por un tubo neumático-eléctrico (transmisión de la presión del gas y la continuidad eléctrica) que pasa a través de las varillas de inserción. Un tanque de gas conectado a la unidad de control por un cable neumático, suministra la presión de gas requerida para expandir la membrana. La unidad de control está equipada con un regulador de presión, uno o varios manómetros de presión, una señal de audio-visual y válvulas de ventilación. La espada se introduce en el suelo utilizando equipo de campo común, es decir, se empujan las sondas normalmente usadas para la prueba de penetración de cono (CPT) o sondas de perforación.

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