La resistencia al corte no drenada del suelo
Miguel A. Mánica Instituto de Ingeniería, Universidad Nacional Autónoma de México
Antonio Gens Departamento de Ingeniería Civil y Ambiental, Universidad Politécnica de Cataluña, España
Efraín Ovando Shelley Instituto de Ingeniería, Universidad Nacional Autónoma de México
En este artículo se presenta una descripción racional del concepto de la resistencia al corte no drenada del suelo, así como de la interpretación de los resultados de pruebas triaxiales no consolidadas no drenadas (UU). El artículo no contiene ningún aporte novedoso, y todas las ideas y conceptos abordados están bien establecidos en la bibliografía. Sin embargo, se espera que el trabajo contribuya a aclarar la confusión que existe entre los conceptos de cohesión y resistencia al corte no drenada, así como a señalar la aplicabilidad del ensayo UU, que frecuentemente se usa de manera indiscriminada para cualquier tipo de suelo.
1. Introducción
“Los suelos finos son cohesivos y los suelos gruesos son friccionantes”. Probablemente todos los ingenieros geotecnistas que lean el presente artículo habrán escuchado la frase anterior en algún momento de su formación. Esta clasificación general de los suelos fue postulada por el padre de nuestra disciplina, Karl von Terzaghi. Como sustento, Terzaghi (1943) aporta el siguiente argumento: “Es posible excavar una zanja de unos 20 a 30 pies de profundidad, con laterales verticales sin soporte. Este hecho indica la existencia de una firme unión entre las partículas de arcilla […] La unión entre las partículas de suelo se llama cohesión”. En efecto, una arcilla rígida muy probablemente tendrá una cierta cohesión que, como Terzaghi (1943) correctamente lo identificó, es el resultado de la unión o cementación entre las partículas del suelo. Sin embargo, la presencia de un suelo arcilloso plástico no necesariamente es indicativo de cohesión.
Como cualquier contratista lo habrá constatado, en una arcilla blanda, como la arcilla de la Ciudad de México, es posible realizar una zanja sin soporte hasta una cierta profundidad, lo cual refuerza el argumento de que los suelos finos son cohesivos. No obstante, como cualquier contratista también lo habrá notado, esta excavación solo se mantendrá estable un cierto tiempo limitado. Esto plantea la siguiente pregunta: ¿qué sucede con la cohesión inicial del suelo? En este caso (una arcilla blanda, saturada, normalmente consolidada y sin evidencia de la presencia de un agente cementante), la respuesta correcta es que esta cohesión nunca existió, y la condición de estabilidad inicial es consecuencia de la resistencia al corte no drenada del suelo su. Asimismo, la pérdida de estabilidad en el tiempo es el resultado de un proceso de difusión y deformación (esto es, de consolidación del suelo) debido al cambio en las condiciones hidráulicas generadas por la excavación, que modifica el estado de esfuerzos efectivos del suelo en el tiempo y, por lo tanto, modifica su resistencia. Lo anterior es un hecho bien conocido en geotecnia desde hace bastante tiempo (Juárez y Rico, 1973; Skempton y Sowa, 1963; Zeevaert, 1973), y que encontró un fundamento teórico sólido con el desarrollo de la teoría del estado crítico (Schofield y Wroth, 1968). Sin embargo, en la experiencia de los autores, el concepto de la resistencia al corte no drenada del suelo genera una confusión significativa que, en el peor de los casos, puede derivar en consecuencias catastróficas (véase, por ejemplo, Simpson et al., 2008).
En este contexto, el objetivo del presente trabajo es proporcionar una descripción clara y racional del concepto de la resistencia al corte no drenada del suelo, así como la interpretación de los resultados de pruebas triaxiales no consolidadas no drenadas (UU). También se pretende señalar la aplicabilidad de la prueba UU que, frecuentemente, se usa de forma indiscriminada en cualquier tipo de suelo.
2. Una aparente incongruencia
Partimos de la descripción más sencilla y ampliamente aceptada de la resistencia al esfuerzo cortante de un suelo: el criterio de Mohr-Coulomb. En el plano de Mohr, este se define como:
τmax = c + σ̓N tan ϕ (1)
donde τmax es el esfuerzo cortante, c es la cohesión, σ’N es el esfuerzo normal efectivo y ϕ es el ángulo de fricción. Podemos utilizar la ecuación 1 para definir a la cohesión; esta será la componente de resistencia al corte de un material independiente del estado de esfuerzos, en este caso independiente de σ’N.
En la figura 1 se muestran resultados de una serie de pruebas triaxiales UU realizadas en arcilla de la Ciudad de México, en términos de los círculos de Mohr para la condición de falla. Las pruebas fueron tomadas de un informe geotécnico de un proyecto en la Zona Metropolitana del Valle de México. Se observa que la envolvente de resistencia, tangente a los círculos de Mohr, es horizontal y, por lo tanto, en el informe se reporta ϕ = 0° y c = 92.7 kPa. Los ensayos, realizados a diferentes confinamientos, alcanzaron el mismo esfuerzo cortante en la falla. Por lo tanto, siguiendo la definición de la cohesión planteada en el párrafo anterior, estos resultados son consistentes con un suelo puramente cohesivo.
Por otro lado, en la figura 2 se muestran resultados de pruebas triaxiales consolidadas no drenadas (CU), también en muestras de arcilla de la Ciudad de México, de la misma zona que las pruebas de la figura 1. Los resultados se presentan en términos de los círculos de Mohr para la condición de falla (figura 2a) y en términos de trayectorias de esfuerzo (figura 2b). Las trayectorias de esfuerzo se definen en el espacio del esfuerzo desviador q vs. el esfuerzo medio efectivo p’, variables que son invariantes del tensor de esfuerzo y se definen de la siguiente forma:
p̕ = tr(σ̕ ) (2)
q = [ tr(s2 )]½ (3)
donde σ̓ es el tensor de esfuerzos efectivos, s = σ̕ – p̕I es el tensor de esfuerzos desviador e I es el tensor identidad. Sin embargo, para una condición de carga triaxial, p’ y q se simplifican como:
p̕ = (σ1̓ + 2σ̓3 ) (4)
q = σ̕1 – σ̕3 (5)
donde σ̕1 y σ̕3 son el esfuerzo efectivo principal mayor y menor, respectivamente. De forma contradictoria, en este caso la envolvente de resistencia del material se puede caracterizar con el criterio de Mohr-Coulomb asumiendo ϕ = 36.9° y c = 0, es decir, como un material puramente friccionante. Por lo tanto, el mismo suelo, en este caso la arcilla de la Ciudad de México, resulta en un material puramente cohesivo en términos de los resultados de la prueba triaxial UU y puramente friccionante en términos de la prueba CU. Esta aparente contradicción no es más que una interpretación errónea de los resultados de la prueba UU; la ordenada que caracteriza la envolvente de rotura en la figura 1 no es la cohesión, sino es la resistencia al corte no drenada del suelo. La clave para entender esta diferencia radica en el hecho de que la interpretación de la prueba UU se realiza en términos de esfuerzos totales, mientras que la CU se hace en términos de esfuerzos efectivos, ya que en esta última se mide la presión de poro durante el ensayo. Lo anterior se discute con detalle en las secciones subsecuentes.
3. Trayectorias de esfuerzos para diferentes ensayos
Para entender el comportamiento del suelo durante la prueba UU, partimos de un ensayo mucho más sencillo de interpretar: la prueba triaxial consolidada drenada (CD). La figura 3 muestra, de forma esquemática, los resultados de pruebas CD a diferentes confinamientos, con consolidación isotrópica, en términos de trayectorias de esfuerzo (curvas A, B y C). En este caso, todas las trayectorias exhiben una pendiente 3:1, lo cual no tiene ninguna relación con el comportamiento del suelo y es consecuencia, únicamente, de la configuración de carga impuesta por el ensayo triaxial y la definición de los invariantes p̕ y q (ecuaciones 4 y 5). Esta pendiente se puede expresar de la siguiente manera:
= (6)
Como en un ensayo triaxial convencional, el esfuerzo de confinamiento total σ3 (que en la prueba CD es igual al efectivo σ̓3) se mantiene constante, entonces ∆σ̓3 = 0. Sustituyendo lo anterior en la ecuación 6, tenemos que ∆q/∆p̕ = 3, es decir, la pendiente de la trayectoria. Por otro lado, el esfuerzo desviador máximo alcanzado durante el ensayo (así como sus respectivas curvas esfuerzo-deformación, no mostradas) sí es una característica del material y, como se observa en la figura 3, este tiende a incrementarse con el esfuerzo de consolidación p̕0. En el caso de las arcillas de la Ciudad de México, son bien conocidas las dificultades para realizar ensayos triaxiales CD, debido a su baja permeabilidad y a la significativa componente de deformación diferida (creep). Sin embargo, en cualquier suelo arcilloso normalmente consolidado, no cementado, la envolvente de resistencia de los estados de falla generalmente se puede caracterizar con una línea recta, sin ordenada al origen, como se muestra en la figura 3. En este espacio de esfuerzos (q vs. p̕), la pendiente de dicha envolvente se define con el parámetro M (véase Schofield y Wroth, 1968), que caracteriza la componente de resistencia friccionante del material y, por lo tanto, se relaciona con el ángulo de fricción mediante la siguiente expresión (para compresión triaxial):
M = (7)
Otra característica importante de estos materiales (arcillas blandas normalmente consolidadas) en la prueba CD es que exhiben una disminución de volumen ante carga desviadora, es decir, son materiales contractivos.
En la figura 3 también se muestran las trayectorias de esfuerzo efectivo de pruebas CU (curvas D, E y F), con consolidación isótropa para los mismos esfuerzos de consolidación que las pruebas CD. En términos de esfuerzos totales, las trayectorias también tendrán una pendiente 3:1. Sin embargo, en este caso, donde se impide el drenaje en la etapa de falla, la tendencia del material (saturado) a disminuir su volumen ante carga desviadora resulta en un incremento de la presión del agua en los poros del suelo, que curva la trayectoria de esfuerzos hacia la izquierda, es decir, hay una reducción en el esfuerzo medio efectivo. Como es bien sabido, la resistencia de un suelo está controlada por los esfuerzos efectivos y, por lo tanto, para una misma condición de carga (en este caso, compresión triaxial), la envolvente de resistencia drenada y no drenada es la misma. Sin embargo, debido a la generación de excesos de presión de poro en el caso no drenado, que curva la trayectoria a la izquierda, el desviador máximo alcanzado es significativamente menor que para el caso drenado, y este define la resistencia al corte no drenada del suelo. No obstante, es importante notar que la resistencia al corte no drenada de un suelo no es única, y esta se incrementa al incrementar el esfuerzo efectivo de consolidación p̕0. Lo que sí tiende a ser único para un cierto suelo arcilloso (aunque hay excepciones), normalmente consolidado, es su normalizado con respecto al estado de esfuerzos efectivos de consolidación (Ladd, 1974). Históricamente, se ha utilizado el esfuerzo vertical efectivo σ̕v0 para esta normalización (por ejemplo, Henkel, 1960, y Parry, 1960), aunque también es común utilizar el esfuerzo medio efectivo p̕0 (Mánica et al., 2022). A partir de las hipótesis de la teoría del estado crítico, también es posible demostrar que este cociente de resistencia no drenado es una propiedad intrínseca para un suelo dado.
Ahora bien, en el caso de la prueba UU, no es posible interpretarla en términos de esfuerzos efectivos, ya que la presión de poro ni se impone ni se mide durante el ensayo. También se desconoce el estado de esfuerzos efectivos inicial de la probeta, aunque en la sección 4 se describen las hipótesis que asumimos al respecto. Por el momento, solo supongamos que la probeta tiene el mismo esfuerzo medio efectivo de consolidación que en el ensayo CU de la curva D en la figura 3. Debido a que la etapa de falla de las pruebas CU y UU es idéntica, la trayectoria de esfuerzos debería ser la misma que la curva D, obteniendo el mismo qu y, por lo tanto, la misma resistencia al corte no drenada su. Supongamos ahora que realizamos otra prueba en una probeta que tiene el mismo estado de esfuerzos inicial, pero la sometemos a un incremento en el esfuerzo de confinamiento total ∆σ̕3 o ∆p. Sin embargo, a diferencia de las pruebas CU, en la prueba UU también se impide el drenaje durante la aplicación del confinamiento, por lo que este genera un exceso de presión de poro. Si el suelo está saturado, es decir, si tiene un parámetro B de Skempton (1954) cercano a la unidad, el incremento de presión de poro ∆u será aproximadamente igual a ∆p. Por lo tanto, sin importar la magnitud de ∆p, el esfuerzo medio efectivo p̕ permanece constante, es decir, no modificamos el estado de esfuerzos efectivo inicial de la probeta antes de la etapa de falla. Consecuentemente, sin importar el esfuerzo de confinamiento aplicado, obtenemos la misma resistencia; básicamente estamos haciendo la misma prueba n veces. Esta es la razón por la cual el radio de los círculos de Mohr de la figura 1 es el mismo. Si pudiésemos interpretar la prueba UU en términos de esfuerzos efectivos (lo cual no es posible porque no medimos la presión de poro durante el ensayo), los tres círculos en realidad serían un único círculo, cuya envolvente de resistencia no tiene ordenada al origen (figura 4).
En el caso de la prueba CU, el confinamiento se aplica en condiciones drenadas, permitiendo la disipación de los excesos de presión de poro. Por lo tanto, el esfuerzo de consolidación inicial efectivo de pruebas a distintos confinamientos es diferente y, consecuentemente, el desviador máximo alcanzado es distinto, lo que resulta en círculos de diferente tamaño, como los mostrados en la figura 2a).
Considerando lo expuesto, parece redundante ejecutar tres pruebas triaxiales UU a diferentes confinamientos de una cierta muestra de suelo. Teóricamente, una única prueba, incluso en compresión simple, debería resultar en el mismo valor de su. Sin embargo, existen motivos válidos para realizar los tres ensayos usuales a diferentes confinamientos. Por ejemplo, el muestreo puede derivar en la apertura de fisuras preexistentes que reducen la resistencia al corte. En este caso, la aplicación de un cierto nivel de confinamiento permite cerrar dichas fisuras y obtener una resistencia más consistente con el suelo in situ (Craig, 2004). Asimismo, nos permite identificar situaciones donde no se obtiene una envolvente de resistencia horizontal, como en la figura 5, que podría sugerir que la prueba UU no es aplicable a este material. Este último aspecto se discute en la sección 5.
Es evidente que una serie de pruebas UU nos permite determinar la resistencia al corte no drenada asociada a un cierto estado de esfuerzos efectivo inicial de consolidación. Sin embargo, ¿cuál es este estado inicial? La respuesta a la pregunta anterior se examina en la siguiente sección.
4. Resistencia al corte no drenada de campo
Asumamos un depósito homogéneo, con un nivel freático superficial y una distribución hidrostática de la presión de poro, en donde consideramos un elemento de suelo a una cierta profundidad h, como se muestra en la figura 6. El elemento de suelo está sometido a un cierto estado de esfuerzos total y a una cierta presión de poro, esto es, a un cierto estado de esfuerzos efectivo. Ahora supongamos que podemos realizar un muestreo perfecto, donde removemos de forma instantánea el esfuerzo total y la presión de poro actuando en el contorno del elemento (cosa que, por supuesto, no es posible). También asumamos una condición no drenada perfecta, donde no se permiten cambios de volumen. En este caso, la remoción del esfuerzo total en el contorno del elemento resulta en una tendencia del material a expandirse, es decir, una tendencia de las partículas de suelo a alejarse unas de otras. Sin embargo, como asumimos una condición sin cambio de volumen, esta tendencia del suelo a expandirse genera una relajación del agua en los poros y, por ende, una reducción de su presión inicial. Si el suelo está saturado, esta reducción de presión de poro ∆u será aproximadamente igual a la reducción del esfuerzo medio total ∆p que resulta del muestreo. Por lo tanto, el esfuerzo medio efectivo p̕ permanece constante. Esto es análogo a lo que ocurre cuando incrementamos el confinamiento sin permitir el drenaje en una prueba UU, pero en este caso corresponde a una descarga y a una disminución de la presión de poro.
Si realizamos una prueba UU a nuestro elemento de suelo, obtendremos la resistencia al corte no drenada asociada con el esfuerzo medio efectivo de consolidación p̕0 a la profundidad que se encontraba in situ. De hecho, esta es la hipótesis que asumimos en el ensayo UU; la resistencia no drenada determinada es la del suelo in situ, a la profundidad de donde se extrajo la muestra. Haciendo pruebas en muestras extraídas de diferentes profundidades obtenemos el perfil de resistencia al corte no drenada del depósito, donde, según lo discutido en la sección 3, su debe aumentar con la profundidad; un hecho ampliamente documentado en la bibliografía (véase, por ejemplo, la figura 7).
5. Aplicabilidad de la prueba triaxial UU
En la sección anterior asumimos un muestreo perfecto y un comportamiento no drenado del suelo desde el muestreo y hasta la ejecución de la prueba UU. Por supuesto, ninguna de estas dos hipótesis es completamente correcta.
Con respecto a la primera hipótesis, siempre existirá una cierta perturbación asociada con el muestreo. Sin embargo, desde los inicios de la mecánica de suelos se han propuesto procedimientos para minimizar esta alteración (por ejemplo, Hvorslev, 1949). En el caso de arcillas blandas, recomendaciones contemporáneas sugieren el uso de tubos muy delgados, biselados y lisos, introducidos en el suelo mediante un pistón estacionario con un buen sistema de control (De Groot et al., 2005).
En cuanto a la segunda hipótesis, imaginemos que inmediatamente después del muestreo sacamos la muestra del tubo (lo que también implica cierta alteración) y la dejamos sin carga expuesta a las condiciones atmosféricas. En este caso, los esfuerzos totales que actúan en la muestra son nulos (en realidad, tienen un pequeño valor con un gradiente desde la parte superior debido a la gravedad) y existe una cierta succión actuando como condición de contorno, en equilibrio con la humedad relativa del ambiente vía la ecuación de Kelvin (Von Helmholtz, 1886). Si el material tiene una permeabilidad baja, al reducir los esfuerzos totales también se reduce la presión de poro hasta valores negativos, tal como se explicó en la sección anterior, que tienden a mantener el esfuerzo medio efectivo que tenía el suelo en campo (Ladd y Lambe, 1964). Por lo tanto, existe un gradiente entre la presión del agua en los poros del suelo y en el contorno de la muestra que debe equilibrarse. Este equilibrio gradual es un fenómeno hidromecánico acoplado que involucra un proceso de difusión y cambio de volumen, es decir, involucra la consolidación del suelo. Este proceso es el mismo al que se hacía alusión en la introducción del presente documento, cuando se excava una zanja en un material arcilloso saturado (no cementado). Inmediatamente después de la excavación, el esfuerzo medio efectivo se mantiene aproximadamente constante, lo cual le confiere un cierta resistencia al corte incluso a los elementos de suelo adyacentes a la pared de la excavación (es importante mencionar que, incluso en una condición no drenada perfecta, la excavación induce un incremento en los esfuerzos desviadores, y es esta la razón por la que la excavación no puede profundizarse indefinidamente. El cálculo de esta profundidad crítica se describe en cualquier libro de texto de geotecnia). Sin embargo, a medida que ocurre el equilibrio de la presión de poro, el esfuerzo medio efectivo se reduce progresivamente y, por lo tanto, se reduce la resistencia al corte del suelo, lo que eventualmente provoca la inestabilidad de la excavación.
En la práctica, el cambio de los esfuerzos efectivos después del muestreo se minimiza protegiendo a la muestra ante cambios de humedad (ASTM, 2015a). Además, el tubo metálico proporciona una cierta reacción ante la tendencia de expansión del suelo y, por lo tanto, un porcentaje de los esfuerzos totales de campo se mantienen hasta antes de extraer la muestra del tubo. Sin embargo, una vez extraída la muestra, la velocidad con la que esta se equilibra con el ambiente dependerá, principalmente, de la permeabilidad del suelo. En materiales con una permeabilidad considerable, esto puede ocurrir rápidamente, lo que modifica el estado de esfuerzos efectivos antes de realizar el ensayo, que será distinto al de campo.
El suelo también puede llegar a desaturarse, lo que deriva en resultados como los mostrados en la figura 5, con una envolvente de resistencia inclinada con ordenada al origen. Desde luego, esto también puede ocurrir debido a que el suelo se encuentra parcialmente saturado en el campo. En este caso, en las pruebas UU, una porción del incremento en el esfuerzo de confinamiento se traduce en un incremento en el esfuerzo efectivo, lo que resulta en la inclinación de la envolvente de resistencia. Sin embargo, es básicamente imposible determinar esta proporción, por lo que no se puede realizar una interpretación objetiva de la prueba. En la opinión de los autores, el concepto del ángulo de fricción no drenado ϕu es simplemente incorrecto. Asimismo, parte de la ordenada al origen estará asociada a la saturación parcial del suelo, comúnmente conocida como cohesión aparente (Taylor, 1948). Esta es resultado de la succión, principalmente la succión mátrica, la cual está estrechamente relacionada con el fenómeno capilar, y puede verse como una variable que expresa el grado de adhesión del líquido a la fase sólida que resulta de la interacción general entre el sólido, el agua y la interfaz entre ambos (Gens, 2010). Esta cohesión aparente representa un aporte real a la estabilidad mecánica del suelo. Sin embargo, no es una componente de resistencia intrínseca, y esta se pierde si el suelo llegase a saturarse. Por lo tanto, considerarla en algún diseño puede ser riesgoso. En este caso, el ingeniero diseñador deberá considerar la posibilidad de saturación de un cierta zona del dominio, en función de posibles condiciones atmosféricas y de precipitación futuras. Este tipo de análisis se realizan en el contexto de la mecánica de suelos no saturada (Fredlund y Rahardjo, 1993), e involucran una complejidad significativa y pruebas de laboratorio especializadas (véase, por ejemplo, Gens, 2010) que con mucha frecuencia escapan a las capacidades de la ingeniería práctica.
En presencia de suelos parcialmente saturados, una alternativa mucho más práctica es saturar el suelo y realizar pruebas CU con medición de presión de poro. De esta forma despreciamos el aporte de la succión a la resistencia y, por lo tanto, estamos del lado de la seguridad. Si persiste alguna cohesión en este ensayo después de saturar el suelo, esta es “verdadera” y puede utilizarse con certidumbre en el diseño. Sin embargo, es importante mencionar que esta cohesión “verdadera” puede degradarse ante carga mecánica (véase, por ejemplo, Mánica et al., 2021).
Con esta discusión es evidente que el uso de la prueba triaxial UU está limitado a suelos saturados de baja permeabilidad, en donde las hipótesis involucradas en el ensayo no difieren significativamente de la realidad. Además, la resistencia al corte no drenada se utiliza para representar una condición particular en análisis de estabilidad: la condición a corto plazo. En esta se asume que las cargas se aplican lo suficientemente rápido de manera que no hay suficiente tiempo para la disipación de los excesos de presión de poro, lo cual es razonable en materiales de baja permeabilidad, como las arcillas. Citando el apartado 4.5 de la norma ASTM D2850-15 (ASTM, 2015B), que describe la ejecución de la prueba triaxial UU: “La resistencia al corte no drenada es aplicable a situaciones donde se asume que las cargas ocurren lo suficientemente rápido que no hay tiempo para que se disipe la presión inducida y para que ocurra la consolidación del suelo (es decir, el drenaje no ocurre)”.
Por supuesto, la realidad siempre es más compleja y siempre habrá cierta disipación de la presión a medida que avanza la construcción. Sin embargo, la condición perfectamente no drenada en general es la más desfavorable, por lo que garantizar la estabilidad del problema de contorno ante esta condición nos pone del lado de la seguridad. No obstante, como es el caso de la excavación que se describe en la introducción del presente documento, existen problemas geotécnicos en donde la condición a largo plazo es más desfavorable.
6. Algunas limitaciones del trabajo
El presente artículo se limitó a considerar suelos arcillosos normalmente consolidados, no cementados. En el caso de suelos sobreconsolidados (no cementados), es decir, en el lado “seco” del estado crítico, se identifica un desviador pico que tiende a disminuir con la deformación hasta la condición de estado crítico (flujo plástico del suelo a volumen constante). Este comportamiento tampoco es consecuencia de la cohesión, sino que es el resultado de la dilatancia y la “trabazón” (interlocking) de las partículas de suelo (Taylor, 1948). Una notable discusión al respecto puede consultarse en Schofield (1998).
En el caso de suelos sobreconsolidados (no cementados), la resistencia al corte no drenada dependerá de la resistencia para la condición normalmente consolidada y del grado de sobreconsolidación, lo cual puede describirse con la siguiente ecuación (Ladd, 1991):
()OC = () NC OCRm (8)
donde OCR es la relación de sobreconsolidación, m es un parámetro del suelo y los subíndices NC y OC refieren las condiciones normalmente consolidada y sobreconsolidada, respectivamente. En este caso, se invita al lector a consultar a Ladd (1974 y 1991) para profundizar en el tema.
La cohesión “verdadera” es la unión entre las partículas, consecuencia de la precipitación de algún agente cementante o como resultado del proceso de litificación, y se considera una componente de estructuración del suelo (la otra es el arreglo geométrico de las partículas: el fabric) (Mitchell, 1976). El estudio de los suelos estructurados representa una amplia área de la ingeniería geotécnica. Como punto de partida, se recomienda al lector consultar a Burland (1990) y a Gens (2013). También, debido a su implicación práctica en problemas de ingeniería, se recomienda al lector consultar a Mánica et al., (2021) respecto a las dificultades inherentes al análisis de estabilidad en presencia de suelos estructurados que exhiben reblandecimiento.
Otros aspectos importantes del comportamiento del suelo relacionados con la resistencia al corte no drenada, no abordados en el presente trabajo, son la anisotropía (Conesa et al., 2019; Nishimura et al., 2007; Zdravković y Jardine, 2000 y 2001) y la dependencia con la velocidad de carga (Graham et al., 1983; Sheahan et al., 1996). También se invita al lector a consultar las referencias citadas.
Conclusiones
Los suelos finos no necesariamente son suelos cohesivos. La cohesión “verdadera” es la unión entre las partículas de suelo, consecuencia de la precipitación de algún agente cementante o como resultado del proceso de litificación. A la resistencia al corte a corto plazo que se observa en suelos arcillosos (no cementados) se le conoce como la resistencia al corte no drenada. Esta está asociada con la envolvente de resistencia efectiva y con la trayectoria de esfuerzos específica que experimente el suelo, la cual depende de la tendencia del material a generar excesos de presión de poro ante carga desviadora.
La prueba triaxial UU representa una alternativa rápida y económica para evaluar la resistencia al corte no drenada del suelo, a utilizarse en un análisis de estabilidad a corto plazo. Sin embargo, esta prueba es solo aplicable a materiales saturados de baja permeabilidad.
Para un suelo dado, la resistencia al corte no drenada no es un parámetro intrínseco, y depende del estado inicial de esfuerzos efectivos de consolidación. Lo que sí tiende a ser una constante para un cierto suelo es la resistencia no drenada normalizada con respecto al esfuerzo vertical (o esfuerzo medio) efectivo de consolidación.
La prueba UU no es aplicable a suelos parcialmente saturados. En este caso, se recomienda saturar el suelo y realizar pruebas CU con medición de presión de poro. La envolvente de resistencia efectiva resultante estará del lado de la seguridad, ya que estaríamos despreciando el aporte de la succión. En caso de querer utilizar el aporte de la succión, el diseño deberá realizarse en el contexto de la mecánica de suelos no saturada. Esto requiere considerar la posible saturación del suelo en función de condiciones atmosféricas y de precipitación futuras. También involucra análisis mucho más complejos y pruebas de laboratorio especializadas con control de succión
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