Treball realitzat per:
Javier Caimari Tur
Dirigit per:
Ivan Puig Damians
Grau en:
Enginyeria d’Obres Públiques
Barcelona, 30 de maig de 2019
Departament d’enginyeria Civil o Ambiental
TR
EBA
LL F
INA
L D
E G
RA
U
Realització d’assajos d’arrencament
de reforços polimèrics en sòls.
RESUMEN
En la actualidad, los muros de suelo reforzados son construcciones ampliamente utilizadas dentro
de la ingeniería geotécnica. El avance en el estudio y el desarrollo técnico de estas metodologías
constructivas han permitido incorporación de diversos materiales para el diseño de los refuerzos.
Como bien indicaremos con más detalle a lo largo del trabajo, se entiende por muros de suelo
reforzados aquellos muros que tengan anclados en el intradós un refuerzo bidimensional situado
a diferentes cotas de profundidad embebidos por un material granular. Por lo que, será de suma
importancia estudiar y analizar el comportamiento en la interfaz suelo-refuerzo ya que su objetivo
primordial es conseguir que el propio terreno trabaje conjuntamente con el refuerzo y mejoré sus
propiedades mecánicas y resistentes.
En el presente estudio, se realizará una campaña de ensayos de arrancamiento de refuerzo
poliméricos de diferentes geometrías confinados a dos cotas de profundidad. La finalidad básica
de la campaña será obtener una mayor compresión de dichos materiales y su interacción con el
terreno para una mejora en su desarrollo tecnológico y su uso comercial. Además, se analizarán
y se compararán diversos parámetros vinculantes en las formulaciones actuales sobre la
extracción de refuerzos de diversas normas vigentes internacionales.
RESUM
En l'actualitat, els murs de sòl reforçats són construccions àmpliament utilitzades dins de
l'enginyeria geotècnica. L'avanç en l'estudi i el desenvolupament tècnic d'aquestes metodologies
constructives han permès incorporació de diversos materials per al disseny dels reforços. Com bé
indicarem amb més detall al llarg del treball, s'entén per murs de sòl reforçats aquells murs que
tinguin ancorats en l'intradós un reforç bidimensional situat a diferents cotes de profunditat
embeguts per un material granular. Pel que, serà de summa importància estudiar i analitzar el
comportament en la interfície sòl-reforç ja que el seu objectiu primordial és aconseguir que el
propi terreny treballi conjuntament amb el reforç i millori les seves propietats mecàniques i
resistents.
En el present estudi, es realitzarà una campanya d'assajos d’arrencament de reforç polimèrics de
diferents geometries confinats a dues cotes de profunditat. La finalitat bàsica de la campanya serà
obtenir una major compressió d'aquests materials i la seva interacció amb el terreny per a una
millora en el seu desenvolupament tecnològic i el seu ús comercial. A més, s'analitzaran i es
compararan diversos paràmetres vinculants en les formulacions actuals sobre l'extracció de
reforços de diverses normes vigents internacionals.
ABSTRACT
Currently, reinforced soil walls are widely used constructions within geotechnical engineering.
Advances in the study and technical development of these construction methodologies have
allowed the incorporation of different materials for the design of the reinforcements. As we will
indicate in more detail throughout the work, reinforced floor walls are understood to be those
walls that are anchored in the inner surface a two-dimensional reinforcement located at different
depth levels embedded by a granular material. Therefore, it will be extremely important to study
and analyse the behaviour of the soil-reinforcement interface since its main objective is to ensure
that the soil itself works together with the reinforcement and improves its mechanical and resistant
properties.
In the present study, a campaign will be carried out to test the removal of polymeric reinforcement
of different geometries confined to two depths. The basic purpose of the campaign will be to
obtain a greater compression of these materials and their interaction with the ground for an
improvement in their technological development and commercial use. In addition, various
binding parameters in the current formulations on the extraction of reinforcements of various
international standards in force will be analysed and compared.
AGRADECIMIENTOS
Quería agradecer al tutor Iván Puig Damians su apoyo incondicional. Proporcionándome toda su
experiencia y disponibilidad para desempeñar este trabajo. También reconocer a mis compañeros
de trabajo, Eric Cortés y Adrià Mares, la ayuda facilitada en el desempeño de los ensayos de
laboratorio. Y a mi familia y amigos por el apoyo personal.
Por otro lado, mi agradecimiento tanto a la Universitat Politècnica de Catalunya (UPC) como a la
Universitat de Girona (UDG) por haber prestado los servicios, el material y la disponibilidad
necesaria para el desarrollo de la campaña experimental.
ÍNDICE
I. INTRODUCCIÓN Y ESTADO DEL ARTE 1
I.1. ANTECEDENTES Y OBJETO DEL TRABAJO 1 I.2. MUROS DE CONTENCIÓN CONVENCIONALES Y DE SUELO REFORZADO 2
I.2.1. Muros de contención convencionales 2 I.2.2. Muros de suelo reforzado. 3
I.2.1.1. Diseño muros de suelo reforzado 6 I.2.1.1.1. Estabilidad Externa 6 I.2.1.1.2. Estabilidad Interna 10
I.3. ELEMENTOS DE REFUERZO EN ESTRUCTURAS DE SUELO REFORZADO 12 I.3.1. Mallas metálicas 12 I.3.2. Bandas poliméricas 14 I.3.3. Otros refuerzos 15
I.4 INTERACCIÓN SUELO-REFUERZO 17 I.4.1. Generalidades 17 I.4.2. Desarrollo de la ecuación teórica y parámetros vinculantes 21 I.4.3. Interacción suelo-banda polimérica 23
I.5 ENSAYOS DE ARRANCAMIENTO O PULLOUT 24 I.5.1 Generalidades y objetivo/función de los ensayos 24 I.5.2. Normativas vigentes internacionales: UNE-EN 13738 y ASTM D6706 25 I.5.3. Contexto actual de los ensayos pullout en refuerzos poliméricos 31
II. CAMPAÑA DE ENSAYOS DE ARRANCAMIENTO DE BANDAS POLIMÉRICAS 32
II.1. INTRODUCCIÓN 32 II.2. CASOS DE ANÁLISIS: CONFINAMIENTO VERTICAL SIMULADO 32 II.2 COMPONENTES Y CONFIGURACIÓN DEL ENSAYO 35
II.2.1. Cajón del ensayo y útiles relacionados 35 II.2.2. Material de ensayo 37
II.2.2.1. Ensayo de corte directo 39 II.2.3. Bandas poliméricas 40 II.2.4. Otros componentes y accesorios de ensayo 42
II.3. METODOLOGÍA DEL ENSAYO 48 II.4. DESARROLLO DEL ENSAYO 55 II.5. EVALUACIÓN RUTINARIA, INCIDENCIAS Y SOLUCIÓN DE PROBLEMAS 58
III. ANÁLISIS DE RESULTADOS EXPERIMENTALES 60
III.1. RESISTENCIA AL ARRANCAMIENTO 60 III.2. RESULTADOS DE LA PRESIÓN VERTICAL DE TIERRAS 66 III.3. COMPARATIVA CON LAS NORMAS DE DISEÑO 68
III.3.1 Comparativa con la AASHTO 68 III.2.2 Comparativa con la Norma Francesa 69
III.4. PROPUESTA DE MEJORA DEL MODELO TEÓRICO 71
IV. CONCLUSIONES Y TRABAJOS FUTUROS 72
VI. ANEJOS 75
1
I. INTRODUCCIÓN Y ESTADO DEL ARTE
I.1. Antecedentes y objeto del trabajo
El comportamiento del terreno es uno de los factores más determinantes en el campo de la
ingeniería civil, dentro de toda obra geotécnica en la que exista un contacto entre la estructura y
el estrato será necesario un estudio del tipo y actuación de este.
En primera instancia, debemos comprender que el comportamiento del terreno es complejo ya
que presenta una tendencia no lineal, concretamente logarítmica, en referencia a la tensión
deformación. También debe remarcarse su tendencia no elástica, ya que en procesos de carga y
descarga la reducción del índice de poros conlleva una acumulación de deformaciones
irreversibles. La heterogeneidad del medio también es otro de los factores más concluyentes a la
hora de comprender los procesos, la variación de porosidad, granulometría y forma explican las
dispares respuestas experimentales que se producen. Finalmente, la compactación y
sedimentación natural producen una anisotropía en la granulometría, y en consecuencia en el
propio medio.
Frente a este hecho, a lo largo de la historia, se han ido planteando diversos modelos constructivos
para la contención del terreno. Aunque en la antigüedad se construyeron muchos tipos de muros
de carga, los más antiguos que se conservan son de adobe o piedra. En el Antiguo Egipto, se tuvo
constancia que fueron los precursores en la construcción de muros de contención mediante pastas
y morteros. A medida que fueron evolucionando las sociedades, se fueron desarrollando otros
modelos constructivos en muros de contención. La tipología más convencional para la
clasificación de muros de contención se puede clasificar en: muros de gravedad (como los muros
hincados), los muros Cantilever o los muros de contención anclados a partir de tirantes o mallas
de acero o geosintéticas. Cabe destacar que el uso de geosintéticos como elementos de refuerzo
en estructuras de retención no empezó a aplicarse hasta entrados los 1970 debido a su coste,
notablemente inferior que el acero.
El origen de la técnica del refuerzo del terreno, como se la conoce hoy, se atribuye al ingeniero
francés Henry Vidal, quien la desarrolló en la década de 1960 y posteriormente la patentó en más
de 40 países. Desde entonces, la aplicación de la técnica se ha extendido por todo el mundo.
En el presente trabajo, se realizará una campaña de ensayos de arrancamiento de bandas
poliméricas simuladas a diferentes cotas de profundidad. La finalidad del estudio es obtener un
mayor entendimiento en el comportamiento de la extracción de las bandas mediante una
extracción a velocidad uniforme y constante. Se indagará en posibles tendencias entre las fuerzas
de extracción y desplazamientos producidos bajo unas condiciones de contorno controladas,
intentando simular dentro de lo posible la mayor verosimilitud con un suelo heterogéneo real.
Todo el experimento ha sido realizado y contrastado mediante normativas nacionales e
internacionales avaladas donde tanto a nivel de metodología, desarrollo e instrumentación se ha
mantenido la rigurosidad pertinente.
2
I.2. Muros de contención convencionales y de suelo reforzado
Para comprender los muros de suelo reforzado debemos entender que los muros de contención
pueden dividirse en general en dos grandes categorías (Figura 1):
I.2.1. Muros de contención convencionales
Muros de gravedad
Los muros de gravedad están construidos con hormigón liso o mampostería de piedra. Su
característica principal es su monolitismo y rigidez las cuales dotan de una gran estabilidad a la
estructura. La resistencia de los muros es otorgada por su propia masa para resistir los empujes
horizontales producidos en el intradós. Este tipo de construcción no suele ser una solución
económica para muros de mucha altura.
Muros de semigravedad
En muchos casos, situando una pequeña cantidad de acero en forma de armadura podemos
conseguir un incremento de la resistencia frente a empujes y reduciendo tanto la cantidad como
el tamaño de las secciones del muro. Consiguiendo así un abaratamiento del coste de producción.
Muros retención Cantilever (en voladizo)
Los muros de contención en voladizo están hechos de hormigón armado. Su aspecto consta de un
vástago delgado y una losa de base embebidas dentro del terreno. Se caracteriza tener una forma
de T invertida y se suele situar el refuerzo del voladizo en la parte frontal. Esta tipología de muro
suele ser una solución más económica que los muros de gravedad a una altura de
aproximadamente de 8 metros.
Muros con contrafuerte
Los muros de contención de contrafuerte son similares a los muros en voladizo. Sin embargo, a
intervalos regulares, tienen losas de hormigón verticales delgadas conocidas como contrafuertes
que atan la pared y la losa de la base. El propósito de los contrafuertes es reducir los esfuerzos
cortantes por cizalla y los momentos de flexión.
3
Figura 1. Tipología de muros de retención. (Viswanadham, 2015)
I.2.2. Muros de suelo reforzado.
Durante muchos años, las estructuras de retención fueron hechas casi exclusivamente de
hormigón armado y se diseñaron como muros de gravedad o en voladizo, que son estructuras
esencialmente rígidas y no pueden acomodar asentamientos diferenciales significativos a menos
que estén fundados en cimientos profundos (Figura 3). Con el aumento de la altura del suelo que
se retiene y las malas condiciones del subsuelo, el costo de los muros de contención de hormigón
reforzado aumenta rápidamente.
Frente a esta problemática se planteó una alternativa constructiva, los muros de suelo reforzado.
Los muros de contención mediante refuerzos en el terreno, en el mundo anglosajón conocidos
como MSE, son estructuras de retención que consisten en una distribución de refuerzos
poliméricos o de acero embebida en un terreno granular y anclada a un paramento a diferentes
cotas de profundidad (Figura 2). Esta tipología constructiva es muy competitiva y rentable debido
a un incremento de tolerancia frente a asentamientos mucho más grandes que los de hormigón
reforzado. Al colocar elementos de refuerzo de tracción (inclusiones) en el terreno, la resistencia
del suelo se puede mejorar considerablemente. El uso de un sistema de revestimiento para evitar
el deslizamiento del suelo entre los elementos de refuerzo permite que las pendientes muy
pronunciadas y las paredes verticales se construyan de manera mucho más segura.
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Figura 2. Esquema general de muros de refuerzo MSE. (AASHTO. LRDF, 2009)
El refuerzo se coloca en capas horizontales entre capas sucesivas de relleno de suelo granular.
Cada capa de relleno consta de uno o más niveles compactados. Se requiere un material de relleno
con un comportamiento no plástico y sin drenaje libre para garantizar un rendimiento adecuado
del sistema. Para muros reforzados con bandas metálicas, la carga se transfiere desde el suelo de
relleno al refuerzo mediante cizallamiento a lo largo de la interfaz. Para muros con refuerzos
longitudinales y transversales o refuerzo de rejilla, la carga se transfiere de manera similar, pero
se obtiene un componente adicional de resistencia a través de la resistencia pasiva en los
miembros transversales del refuerzo. El refuerzo metálico y el refuerzo geosintético de alto
módulo, que son relativamente inextensibles, requieren menos deformación para movilizar la
resistencia al corte en comparación con los geotextiles y las geomallas de módulo inferior. Los
paneles opuestos son típicamente de forma cuadrada, rectangular, hexagonal o cruciforme y
tienen una superficie de hasta 4.5 m2.
Componentes muros de suelo reforzado
Material de relleno
Los muros de suelo reforzado requieren un relleno de muros de alta calidad para una mayor
durabilidad, buen drenaje, capacidad de construcción y una buena interacción de refuerzo del
suelo que se puede obtener de materiales granulares bien graduados. Muchos sistemas de suelos
reforzados dependen de la fricción entre los elementos de refuerzo y el suelo. En tales casos, se
especifica y se requiere un material con características de alta fricción. Algunos sistemas se basan
en la presión pasiva sobre los elementos de refuerzo y, en esos casos, la calidad del relleno
reforzado de la pared sigue siendo crítica. Estos requisitos de rendimiento generalmente eliminan
suelos con altos contenidos de arcilla. Desde el punto de vista de la capacidad de refuerzo, los
rellenos de menor calidad podrían utilizarse para estructuras de retención de tierras; sin embargo,
un relleno de muro granular de alta calidad tiene las ventajas de un mejor drenaje, proporcionando
una mayor durabilidad para el refuerzo metálico y requiriendo menos refuerzo. También hay
importantes ventajas de manejo, colocación y compactación en el uso de suelos granulares. Estos
incluyen una mayor tasa de montaje de paredes y un mejor mantenimiento de las tolerancias de
alineación de paredes.
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Refuerzos
Los refuerzos suelen ser elementos lineales (barras o redondos corrugados, cordones, flejes,
pletinas, bandas, mallas, geotextiles, etc.), con escasa o nula resistencia a flexión y que trabajan
pasivamente por fricción con el relleno. En función de su naturaleza material (metálica o
polimérica) los refuerzos pueden considerarse inextensibles o extensibles (más o menos rígidos)
a acciones de tracción, con metodologías de análisis y criterios de resistencia última diferentes y
consecuentes de cara al cálculo del proyecto constructivo. Los refuerzos deben asegurar una
buena durabilidad y resistencia a la corrosión por el ataque de posibles agentes químicos del
relleno.
Paramento
La principal función del paramento es sostener el material de relleno y garantizar un buen anclaje
entre el refuerzo y el propio panel. Dentro del mercado actual puede encontrarse una gran variedad
de materiales y metodologías de construcción: Paneles de hormigón prefabricado segmentario,
unidades modulares secas de bloques, mallas de alambre soldadas, revestimiento de gaviones,
revestimiento geosintéticos entre otras. Es necesario remarcar que debajo del paramento también
se sitúa una plataforma de nivelación la cual no tiene una función estructural si no de alinear la
distribución de paneles.
Figura 3. Esquema general de una estructura de suelo reforzado. (Modificada de Potts 2001)
6
I.2.1.1. Diseño muros de suelo reforzado
Los muros de suelo reforzado deben diseñarse para una vida útil basada en la consideración de
los posibles efectos a largo plazo del deterioro del material, la filtración, las corrientes parásitas
y otros factores ambientales potencialmente perjudiciales en cada uno de los componentes del
material que forman el muro. Para la mayoría de las aplicaciones, los muros de retención
permanentes deben diseñarse para una vida útil mínima de 75 años. Los muros de contención para
aplicaciones temporales normalmente están diseñados para una vida útil de 36 meses o menos.
Para efectuar la verificación de estabilidad de una estructura de contención en suelo reforzado es
necesario recordar que estos tipos de muros, poseen una metodología de dimensionamiento
diferenciada.
La verificación de estabilidad de un muro de contención en suelo reforzado comúnmente es hecha
en tres etapas:
I.2.1.1.1. Estabilidad Externa
La estabilidad externa de un muro reforzado se evalúa asumiendo que la zona de suelo reforzado
actúa como un cuerpo compacto y rígido, Esto se debe a que, cuando se diseña correctamente, el
revestimiento del muro y el suelo reforzado actúan como un bloque coherente con presiones de
tierra laterales que actúan en el lado posterior de ese bloque.
Al igual que con las estructuras de retención convencionales como los muros de gravedad y
semigravedad, generalmente se consideran cuatro posibles mecanismos de falla externa al
dimensionar los muros de suelo reforzado.
Estabilidad de deslizamiento
La comprobación de la estabilidad frente al deslizamiento intenta analizar el deslizamiento de la
zona reforzada donde la fuerza de resistencia es menor que la resistencia al corte del terreno a lo
largo de la base del muro o de una capa débil cerca de la base. La fuerza de deslizamiento es la
componente horizontal del empuje del terreno en el plano vertical en la parte posterior del muro
reforzado (Figura 4).
Figura 4. Efecto del deslizamiento en muros reforzados (AASHTO. LRDF, 2009)
7
Debe considerarse que la sobrecarga variable no se considera como una fuerza estabilizadora
cuando se verifica el deslizamiento, es decir, la verificación de estabilidad del deslizamiento solo
aplica la carga por encima del relleno retenido.
La resistencia al deslizamiento a lo largo de la base del muto se evalúa utilizando los mismos
procedimientos que para las zapatas de separación en el suelo según el Artículo 10.6.3.4
(AASHTO, 2007), (Tabla 1). La resistencia factorizada contra falla por deslizamiento (𝑅𝑅) puede
estimarse por:
𝑅𝑅 = 𝜙𝑡 𝑅𝑡
Donde,
𝜙𝑡 Es el factor de resistencia al corte entre el terreno y el cimiento, el cual adopta un valor de 1
siguiendo el criterio de la Tabla 1.
𝑅𝑡 Es la resistencia nominal al deslizamiento entre relleno reforzado y suelo de cimentación.
Tabla 1. Factores de resistencia de estabilidad externa para muros reforzados. (Tabla 11.5.7-1.
AASHTO, 2007).
Debe tenerse en cuenta que cualquier resistencia pasiva del terreno producida en la base de
cimentación debido a la incrustación se ignora debido a la posibilidad de que el suelo se elimine
mediante procesos naturales o artificiales durante su vida útil (por ejemplo, erosión, instalación
de servicios, etc.). Además, la resistencia pasiva generalmente no se considera durante la
construcción. Por otra parte, para ponernos del lado de la seguridad, desde un prisma conservador,
la resistencia al corte del sistema de revestimiento también se desprecia.
A continuación, se muestran las ecuaciones para calcular el deslizamiento en dos casos uno de un
muro con empuje de tierras horizontales y otro con empuje de tierras en pendiente. Estas
ecuaciones deben extenderse para incluir otras cargas y geometrías, para otros casos, como cargas
adicionales tanto sobrecargas variables y como sobrecargas muertas.
8
Figura 5. Esfuerzos generados por el empuje de tierras en muros horizontales. (AASHTO.
LRDF, 2009)
Estabilidad frente al vuelco
El sistema de fuerzas para verificar la excentricidad en la base de la pared se muestra en la figura
7. Se debe tener en cuenta que el peso y el ancho del revestimiento de la pared generalmente se
descuidan en los cálculos. Limitar la excentricidad es una verificación del estado límite último.
La verificación del límite de excentricidad solo aplica sobrecarga variable por encima del relleno
retenido, (Figura 6).
Figura 6. Esquema estabilidad frente al vuelco. (AASHTO. LRDF, 2009)
La excentricidad, e, es la distancia entre la carga de cimentación resultante y el centro de gravedad
de la zona reforzada (es decir, L / 2), como se ilustra en la figura 7.
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Figura 7. Cálculo de la excentricidad y la tensión vertical para la verificación de los
rodamientos, para la pendiente vertical horizontal con condición de sobrecarga de tráfico.
(AASHTO. LRDF, 2009).
La excentricidad, 𝑒, se considera aceptable si la ubicación calculada de la fuerza vertical resultante
(basada en cargas descompuestas) se encuentra dentro de la mitad media del ancho de la base para
los cimientos del suelo (es decir, 𝑒𝑚𝑎𝑥 = 𝐿 / 4) y tres cuartos del ancho de la base para cimientos
de roca (es decir, 𝑒𝑚𝑎𝑥 = 3/8 𝐿). Por lo tanto, para cada grupo de carga límite de resistencia, 𝑒
debe ser menor que 𝑒𝑚𝑎𝑥 . Si 𝑒 es mayor, se requiere un refuerzo más largo.
Estabilidad frente al hundimiento
Existen dos modos de falla frente al hundimiento, la falla de corte general y falla de corte local
(Figura 8). La cizalla local se caracteriza por una perforación o compresión del suelo de la
cimentación cuando existen suelos blandos o disgregados debajo del muro,
Figura 8. Esquema estabilidad frente al hundimiento. (AASHTO. LRDF, 2009)
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Los cálculos de hundimiento requieren tanto un estado límite de resistencia como un cálculo de
estado límite de servicio. Los cálculos de límite de resistencia verifican que la presión de
rodadura, la cual hace referencia a la presión generada en el interior de la abertura del refuerzo,
factorizada sea menor que la resistencia de rodadura factorizada. Los cálculos de límite de servicio
se utilizan para calcular la presión de rodadura nominal para su uso en los cálculos de
asentamientos. Se debe tener en cuenta que el peso y el ancho del revestimiento de la pared
generalmente se descuidan en los cálculos. La verificación de rodadura aplica sobrecargas
variables sobre la zona reforzada y el relleno retenido, como se muestra en la figura 8.
I.2.1.1.2. Estabilidad Interna
La falla interna de un muro de suelo reforzado puede ocurrir de dos maneras diferentes:
Las fuerzas de tracción (en el caso de los refuerzos rígidos, las fuerzas de corte) de los
refuerzos se vuelven tan grandes que estos se alargan excesivamente o se rompen, lo que
conduce a grandes movimientos y / o un posible colapso de la estructura. Este tipo de falla
se la denominaremos falla por alargamiento o rotura por tracción en los refuerzos.
Las fuerzas de tracción en los refuerzos se vuelven más grandes que la resistencia a la
extracción, lo que lleva a grandes movimientos y / o posible colapso de la estructura. Este
modo de fallo se denomina fallo por arrancamiento.
Por lo tanto, el proceso de dimensionamiento y diseño para evitar fallas internas, consiste en
determinar las fuerzas de tensión desarrolladas máximas, su ubicación a lo largo del lugar
geométrico donde se empiezan los deslizamientos críticos y la resistencia proporcionada por los
refuerzos tanto en la capacidad de extracción como en la resistencia a la tracción. La estabilidad
interna también incluye una evaluación de los requisitos de capacidad de servicio, como el
movimiento lateral tolerable de las estructuras soportadas y el control de la tensión de la bajada
en las conexiones de refuerzo.
Debemos remarcar, que el conocimiento de la superficie de rotura es de suma importancia para
poder realizar una verificación interna realista, pero esta, varía de acuerdo con la rigidez del
refuerzo y por eso existen metodologías diferentes para estructuras con refuerzos no-extensibles
y refuerzos extensibles.
A partir de en ensayos de refuerzos que se han realizado en el pasado afirman que el hecho de que
la porción de suelo ocupado por el relleno estructural, en la condición de colapso inminente se
puede considerar formado por dos zonas.
a) La zona activa, donde las tensiones de corte son direccionadas hacia la parte frontal de la
estructura.
b) La zona resistente, donde las tensiones de corte son direccionadas hacia la parte posterior
del macizo.
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La línea que separa ambas zonas es caracterizada como el lugar de máximas tensiones en el
refuerzo, la denominada zona de rotura, (Figura 9). Algunos modelos realizados en elementos
finitos realizados, donde se pudieron considerar las interacciones suelo refuerzo, en el campo no
lineal, permitieron demostrar también que ésta, es más que una línea de máximas tensiones, es en
realidad un área del macizo sujeta a plastificación localizada.
Figura 9. Localización del área de potencial de fallo para la estabilidad interna. (AASHTO.
LRDF, 2009).
Como se puede observar en la siguiente figura en los materiales de naturaleza polimérica la
deformación en ruptura es mayor que la deformación de falla del suelo. La flexibilidad del
material permite tolerar las deformaciones que se originan en el mismo proceso constructivo, en
el que el coeficiente de empuje va aumentando (del estado activo 𝐾𝑎 afines al estado de reposo
𝐾0) hasta coronar el muro. Esto hace que la superficie de terreno en estado activo amplíe respecto
el refuerzo inextensible.
Para un esquema de una posible superficie de rotura para muros de contención con refuerzos no
extensibles en la que se puede apreciar los esfuerzos cortantes producidos entre el refuerzo y el
terreno. (Figura 10).
12
Figura 10. Posible superficie de rotura para refuerzos no extensibles. (Skok, 2010)
I.3. Elementos de refuerzo en estructuras de suelo reforzado
Dentro del mercado actual podemos encontrar una gran variedad de materiales para el refuerzo
de suelos, cada uno con unas propiedades y características propias. Entre los materiales más
empleados podemos encontrar el acero, polímeros o geosintéticos, pero también podemos
encontrar materiales con otras naturalezas como vidrio, fibra, madera, caucho etc. Por otra parte,
la geometría del refuerzo también será un factor determinante a la hora de tomar una decisión.
Entre las formas más características encontramos las bandas lineales, rejillas, mallas.
I.3.1. Mallas metálicas
Las mallas de acero se caracterizan por las siguientes propiedades:
Las mallas de hacer se pueden adoptar como un material inextensible. Los refuerzos de acero se
someten a tensiones muy bajas cuando se cargan, por lo que hay una deformación de la estructura
insignificante debido al alargamiento del refuerzo. Se debe destacar a parte su alta adherencia, los
refuerzos de acero incrustados en el relleno granular no se retiran, lo que garantiza la estabilidad
estructural interna. Por otra parte, gracias al acero los refuerzos tienen una alta resistencia, que se
adapta bien a las estructuras de retención en una amplia gama de alturas y cargas. La larga vida
útil del acero es otro de los factores que debe tenerse en cuenta, mediante un galvanizado y la
conformidad de requisitos de normas como la AASHTO para otros agentes como cloruros y
sulfatos, resistividad prolongan la vida de nuestros refuerzos en unos 75 años como dice la norma.
13
La distribución de las mallas metálicas puede encontrarse en forma de barras con elementos
transversales, mallas con barras transversales o mallas sin barras transversales (Figura 11):
Barras metálicas. Las láminas comercialmente disponibles son corrugadas por ambos
lados, tienen un ancho de aproximadamente 50 mm y espesor de 4 mm.
Mallas metálicas soldadas. Las mallas de acero utilizadas generalmente tienen
espaciamientos longitudinales entre 6 y 8 pulgadas, y transversales de 9 a 24 pulgadas.
El esfuerzo de tensión admisible para los refuerzos de acero es de aproximadamente 0.55𝐹𝑦 y
para las uniones de la fachada 0.48 𝐹𝑦 . Donde 𝐹𝑦 es la resistencia característica del acero.
Figura 11. Barra metálica (a) Mallas metálicas(b)
a) b)
14
I.3.2. Bandas poliméricas
Las bandas poliméricas son tiras compuestas flexibles hechas de fibras de poliéster que están
protegidas por un resistente revestimiento de polietileno para proteger y aumentar el
enclavamiento por fricción con el material de relleno en los muros de contención. Se fabrican a
partir de hilos de poliéster multifilamento de alta tenacidad colocados en tensión. La resistencia
de este refuerzo polimérico se ajusta para adaptarse a las cargas de diseño. En la medida en que
los paneles de hormigón estándar (revestimientos) tienen el mismo número de puntos de
conexión, esto hace que el sistema sea sencillo de construir. (Figura 12).
Esto optimiza la eficiencia de la estructura y permite la construcción de estructuras muy altas
capaces de soportar altas cargas. De acuerdo con las ventajas de los productos poliméricos, son
las variantes más importantes en proyectos de muro de retención de suelo reforzado.
La durabilidad de los refuerzos estará influenciada por factores ambientales, tiempo, el daño
mecánico, la exposición al agua etc. Los efectos sobre la durabilidad de los productos dependen
del tipo de polímero utilizado y de la microestructura del refuerzo.
Figura 12. Banda polimérica (a) Banda polimérica lisa (b). (Productos poliméricos GECO)
a) b)
15
I.3.3. Otros refuerzos
Las geomallas, son materiales hechos de polímeros que funcionan entrelazándose con el
material granular o del suelo colocado sobre ellas. (Figura 13,14 y 15). Las aberturas
permiten la penetración del material del suelo de la cubierta que luego se entrelaza con
los refuerzos. Además, brinda confinamiento del material granular / suelo superpuesto
debido a la rigidez y resistencia de las elementos longitudinales y trasversales. Las
geomallas proporcionan un refuerzo al arrancamiento más uniforme y resistente que las
bandas.
Figura 13. Geomalla.de polímeros
Figura 14. Geomalla.de metálica
16
a) b)
Otro de los materiales más empleados en el refuerzo de suelos son las mallas geotextiles las cuales
se pueden subdividir en dos tipologías generales
Los geotextiles tejidos están producidos a través del entrelazamiento, generalmente en
ángulos rectos, de fajas o manejos de filamentos de polipropileno en las dos direcciones
principales. (Figura 16).
Figura 16. Membrana geotextil.
Estos materiales poseen una resistencia nominal que varía entre los 15kN/m y 70 kN/m. El
coeficiente de interacción presentado por ello normalmente está en torno de 0.6 a 0.8, y un factor
de reducción total entre 4 y 5
Los geotextiles no tejidos están compuestos a través del entrelazamiento de fibras o
filamentos de polipropileno o poliéster, dispuestos aleatoriamente y entre ligados por
procesos mecánicos, térmicos o químicos. (Figura 17).
Figura 15. a) Malla biaxial b) Malla Uniaxial
17
Figura 17. Membrana geotextil
Los geotextiles no tejidos poseen una resistencia nominal que varía entre los 7kN/m y 35 kN/m.
El coeficiente de interacción presentado por ello normalmente está en torno de 0.7 a 0.9, y un
factor de reducción total entre 4 y 5.
El principal problema detectado es la gran magnitud de las deformaciones que puede soportar, lo
cual representa un problema para su utilización en estructuras que requieren grandes
solicitaciones. La posibilidad de deformaciones post-construcción ha sido un problema
especialmente para los geotextiles de polipropileno. La falta de información sobre deformación a
largo plazo de los geotextiles de polipropileno obliga a utilizar factores de reducción por
deformación a largo plazo superiores a 5.0.
I.4 Interacción suelo-refuerzo
I.4.1. Generalidades
Como hemos indicado con anterioridad el comportamiento del terreno es complejo y poco
intuitivo, y en el caso de la interfase tenemos la misma problemática. Para una mayor compresión
de los procesos de rozamiento que se producen en la zona de interfase, es decir, entre los refuerzos
y el relleno se determinan mediante ensayos de tracción. Debemos comprender que el rozamiento
producido entre la armadura y la interfase viene determinado por diferentes factores. El peso
específico del terreno, su naturaleza granular o arcillosa, su granulometría o su tensión vertical
actuando pueden determinar con gran relevancia la futura respuesta del refuerzo. Por otra parte,
la naturaleza del refuerzo ya sea metálica o polimérica, su geometría ya sea en forma de barras,
mallas con barras transversales soldadas, o mallas barras transversales en el caso metálico o sea
en forma de grillas o bandas en el caso geosintético son otros de los factores determinantes a la
hora de comprender su comportamiento.
18
Por otra parte, para tener un conocimiento del comportamiento del suelo debemos tener en cuenta
el rozamiento interno del terreno 𝜙, la cual es una característica resistente propia de cada tipo
suelo. Este rozamiento influye tanto en la resistencia de fricción del suelo-refuerzo como en el
esfuerzo máximo de tracción soportado por los refuerzos. Para conseguir un buen rendimiento de
los refuerzos se recomienda que el ángulo de rozamiento interno del relleno 𝜙, en el caso de obras
en seco, y supuesto que la compactación sea realizada adecuadamente, se debe garantizar un
ángulo mínimo de rozamiento interno del relleno de 𝜙 = 36°, este valor se ha de tener en cuenta
como valor característico mínimo, sea cual fuere el tipo de armadura.
Hay dos conceptos especialmente importantes que se deben tener en cuenta al estudiar la
interacción entre suelo y refuerzos, que son el efecto de la dilatancia y la capacidad de resistencia
a la tracción de los refuerzos.
Dilatancia
Entendemos por dilatancia el cambio de volumen observado en los materiales granulares cuando
se someten a deformaciones por cizallamiento. Al producir esfuerzos transversales al terreno y
por consiguiente deformaciones de corte podemos generar unas variaciones de volumen notables.
Por otra parte, debemos tener en cuenta la influencia de la compactación en este proceso, a
diferencia de la mayoría de los otros materiales sólidos, la tendencia de un material granular
compactado es a dilatarse (expandirse en volumen) a medida que se corta. Esto ocurre porque los
granos en un estado compactado están entrelazados y, por lo tanto, no tienen la libertad de
moverse uno alrededor del otro. Cuando aplicamos unos esfuerzos de compresión al terreno, se
produce un movimiento de palanca entre los granos vecinos, lo que produce una expansión masiva
del material. Por otra parte, hay que destacar que, si el relleno se encuentra en estado de poca
compactación, la interacción entre el suelo y el refuerzo tiene valores muy bajos siendo muy
inferior la fuerza necesaria para extraer el refuerzo del suelo. (Figura 18). En cambio, si el relleno
es muy compacto como debe suceder en el caso de obras reales, esta interacción puede tener
valores muy superiores, estos resultados se explican por el fenómeno de la dilatancia. Si la
compacidad es suficiente, los esfuerzos cortantes que se desarrollan en las inmediaciones de los
refuerzos tienen tendencia a producir un aumento local del volumen del suelo. Su expansión queda
limitada por la poca compresibilidad de las zonas próximas del refuerzo, lo que redunda en un
aumento de la tensión normal aplicada sobre el refuerzo con el aumento consiguiente del valor de
la interacción entre el suelo y el refuerzo.
El fenómeno de la dilatancia se puede observar en una prueba de corte simple en una muestra de
arena densa. En la etapa inicial de deformación, la tensión volumétrica disminuye a medida que
aumenta la tensión de corte. Pero a medida que la tensión se acerca a su valor máximo, la tensión
volumétrica comienza a aumentar. Después de un poco más de corte, la muestra de suelo tiene un
volumen mayor que cuando se inició la prueba. (Figura 19). Debe tener en cuenta que, la cantidad
de dilatación depende en gran medida de la densidad del suelo. En general, cuanto más denso es
el suelo, mayor es la cantidad de expansión de volumen bajo cizallamiento. A demás se tiene
constancia que el ángulo de fricción interna disminuye a medida que disminuye la tensión normal
efectiva. Debido a la dilatación, el ángulo de fricción aumenta a medida que aumenta el
confinamiento hasta que alcanza un valor máximo. Una vez que se moviliza la resistencia máxima
del suelo, el ángulo de fricción disminuye bruscamente. Como resultado, la ingeniería geotécnica
de taludes, cimientos, túneles y pilotes en dichos suelos debe considerar la posible disminución
de la resistencia después de que la resistencia del suelo alcance este valor máximo.
19
Figura 18. Variación de la tensión vertical producido por efecto de la dilatancia. (MOPU-DGC
1994).
Figura 19. Efecto de la dilatancia respecto alta y baja presión de confinamiento. (Damians
2016).
Por otra parte, el mismo refuerzo genera un rozamiento aparente en la interacción de arranque,
que depende tanto del ángulo de rozamiento interno del suelo, como de la rugosidad superficial
de los refuerzos (refuerzos lisos o con resaltes debidos a estrías, solapamientos, soldaduras, etc.).
Se muestra un ejemplo de esta influencia en el coeficiente de rozamiento aparente (interacción
suelo-refuerzo, 𝑡𝑎𝑛 𝛿) respecto al valor de la sobrecarga de tierras en el nivel del refuerzo. (Figura
20).
20
Figura 20. Influencia de la profundidad en el coeficiente del rozamiento aparente respecto
armaduras con y sin resalto. (MOPU-DGC 1994).
Efecto de la fricción y la resistencia pasiva
La estabilidad del suelo reforzado depende del mecanismo de transferencia de carga entre el suelo
y el refuerzo, que se ve afectado por las propiedades de la interfaz entre el suelo y el refuerzo,
incluida la resistencia de fricción y pasiva, (Figura 21).
Para tipos de refuerzo laminares, como el geosintético, la fricción es el mecanismo dominante.
Cuando el refuerzo geosintético queda embebido dentro del macizo granular, las tensiones de
tracción en el suelo son inhibidas por el refuerzo a través de la fricción de la interfaz. Como
resultado, se inducen cargas de tracción en el refuerzo geosintético. Además, cuando dos capas
adyacentes de láminas geosintéticas se “estiran” en tensión, forman límites cerrados que tienden
a suprimir la dilatación del suelo.
Figura 21. Esfuerzo friccional entre el suelo y la superficie del refuerzo. (Jonathan 1996).
21
La resistencia pasiva, es una propiedad característica de los refuerzos que disponen de aberturas
en las mallas metálicas y algunas geomallas prácticamente inextensibles. La resistencia pasiva,
es aquella resistencia se opone a los esfuerzos transversales desarrollado en la parte frontal de las
barras transversales. Este proceso Se produce a través del desarrollo de tensiones con superficies
de refuerzo normales a la dirección del movimiento del refuerzo del suelo. Refuerzos como las
escaleras de acero, o las mallas con nervios transversales a la dirección del movimiento
relativamente rígidos proporcionan resistencia pasiva (Figura 22).
Este proceso es consecuencia de los ensayos de arrancamientos del terreno. Las evaluaciones de
los resultados de diversos ensayos de extracción han demostrado que las mallas metálicas con
aberturas transversales pueden desarrollar una resistencia de corte en la interfaz del refuerzo del
terreno equivalente o incluso superior. Por lo que se puede interpretar una contribución importante
entre la resistencia de extracción total y la geometría de la malla, la distribución del tamaño de
grano del suelo y la densidad del suelo. La movilización de la resistencia a lo largo de la longitud
de la malla y la interferencia entre las barras transversales. Por consecuencia se puede afirmar que
la movilización de resistencia pasiva es capaz de reducir la movilización de cizallamiento de la
interfaz entre el suelo y las costillas transversales y, en cierta medida, entre el suelo y las costillas
longitudinales los mecanismos de resistencia pasiva proporcionan sólo una contribución
comparativamente pequeña a la resistencia general a la extracción.
Figura 22. Mecanismos transferencia entre el Refuerzo y Suelo: efecto de la fricción (a)
resistencia pasiva. (AASHTO. LRDF, 2009)
I.4.2. Desarrollo de la ecuación teórica y parámetros vinculantes
Para el desarrollo de unas ecuaciones teóricas verosímiles y funcionales se deben tener en cuanto
unas condiciones de contorno y una serie de especificaciones en cuenta. Por lo tanto, al desarrollar
el modelo analítico, se supone que la prueba de extracción se realiza en las siguientes condiciones:
El refuerzo se considera suficientemente fuerte para que no se produzca la rotura.
El refuerzo permanece confinado dentro del suelo durante todo el proceso de extracción.
La tensión normal (presión de sobrecarga) se considera uniforme en todo el refuerzo.
El refuerzo se considera suficientemente ancho como para que el efecto de Poisson sea
despreciable.
22
El relleno de confinamiento se considera uniforme
Las ecuaciones teóricas descritas por normativas de referencia describen la resistencia al
arrancamiento como:
𝑃𝑅 = 𝐶𝑏𝐿𝑒′ (𝜎𝑉𝐹∗𝛼)
Donde,
𝐿𝑒′ Es la longitud del refuerzo en la zona de resistencia, que, asumiendo una disposición ortogonal
con respecto al revestimiento, da como resultado: 𝐿𝑒′ = 𝐿𝑒
𝐶 Es el factor de geometría del área de superficie de refuerzo global basado en el perímetro bruto
del refuerzo (por lo que es igual a 2 para la tira, es decir, dos lados)
𝑏 Es el ancho de la banda en contacto con el suelo
𝜎𝑉 Es la tensión vertical en el nivel de refuerzo en la zona de resistencia
𝛼 Es un factor de corrección del efecto de escala (se supone que es 1 para refuerzos inextensibles
y menor que 1 para refuerzos extensibles; consulte la explicación a continuación)
𝐹∗ Se refiere a un factor de fricción al arrancamiento, correspondiente a la relación de resistencia-
banda con el cizallamiento. 𝐹∗ = 𝐶𝑖 tan 𝛷
La normativa AASTHO especifica que 𝛼 𝑦 𝐹∗ son parámetros que se determinarán a partir de las
pruebas de extracción específicas del producto en el material de relleno del proyecto o suelo
equivalente, o pueden estimarse empíricamente / teóricamente. AASHTO propone valores de α
que no pueden aplicarse para tiras poliméricas (𝛼 = 0.6 para geotextiles y 𝛼 = 0.8 para refuerzos
de geomallas). Un problema similar ocurre cuando se desea que se deduzca F *, y se propone un
valor predeterminado de 𝐹∗ = 0.67 𝑡𝑎𝑛𝛷 como el valor de límite más representativo / inferior
para geotextiles y refuerzos de geomallas para todas las ubicaciones de elevación de paredes (es
decir,). Y nuevamente, no se presenta ninguna especificación para refuerzos de tiras poliméricas.
El coeficiente de empuje 𝐾 para refuerzos no-extensibles, varía entre 𝐾0 en el coronamiento del
macizo reforzado y 𝐾𝑎 a una profundidad de seis metros (Figura 23):
23
Figura 23. Variación del coeficiente de empuje (K). (Skok, 2010).
I.4.3. Interacción suelo-banda polimérica
El aumento en el uso de geosintéticos plantea preguntas sobre los mecanismos de interacción
entre el suelo y los geosintéticos como refuerzo, así como la efectividad de diferentes tipos de
geosintéticos para diferentes condiciones en el suelo. Esto estimuló el desarrollo de estudios de
los mecanismos de interacción suelo-refuerzo a través del desarrollo de modelos teóricos y
numéricos, pruebas de modelos y pruebas de estructuras.
Los estudios de los mecanismos de interacción entre el suelo y el refuerzo en la extracción
comenzaron con el estudio de la extracción de geotextiles del suelo arenoso donde se encontró
que la fricción era dominante en la resistencia a la extracción. Cuando se usan bandas poliméricas,
que prevalecen en la actualidad en las estructuras de suelo reforzado, además de la fricción,
existen otros mecanismos que surgen de la existencia de tejidos cosidos y descosidos y aberturas
longitudinales y transversales en lo largo de la banda.
Los mecanismos de interacción en la extracción de las bandas poliméricas del suelo pueden ser
(Figura 23).:
a) fricción de las partículas del suelo sobre el refuerzo (similar mecanismo como para
geotextiles)
b) la fricción de las partículas del suelo en el suelo enclavado en las aberturas de la banda
c) Resistencia pasiva del suelo gracias a las aberturas transversales de la banda.
24
Figura 24. Esquema del refuerzo polimérico en fase de arrancamiento (N. Gurung et al. 1999).
Mediante pruebas de extracción, se ha demostrado en diversos ensayos que, dependiendo del tipo
de refuerzo y la granulometría, puede surgir una resistencia adicional a la extracción debido a la
posibilidad evitada de la dilatación del suelo. En el caso de una relación apropiada entre el tamaño
de grano del suelo y las características geométricas de la banda (tamaño de la abertura, forma de
la banda y grosor), los granos del suelo se pueden entrelazar en las aberturas del refuerzo, lo que
aumenta la resistencia a la extracción. Por otra parte, el entrelazamiento permite el aumento de la
resistencia debido a la fricción y a la resistencia pasiva.
Por lo tanto, podemos interpretar que la relación entre las propiedades del suelo y las propiedades
de refuerzo (relación entre el tamaño de la abertura en relación con el tamaño de las partículas del
suelo o la relación entre el espesor de la banda y las partículas del suelo) tiene una influencia
especial en la interacción, así como en el estado de tensión y deformaciones.
I.5 Ensayos de arrancamiento o pullout
I.5.1 Generalidades y objetivo/función de los ensayos
Los ensayos de arrancamiento han sido uno de los experimentos más relevantes y aceptados por
las normativas de diversos países tanto nacionales como internacionales para obtener resultados
experimentales sobre la resistencia y otros parámetros de interés de diversos materiales de
refuerzo de suelos y para tener una mayor compresión de los efectos del terreno frente a materiales
arrancados mediante esfuerzos de tracción (Figura 25).
La resistencia de los refuerzos frente a la extracción del suelo se determina utilizando una caja
de extracción. Dicha caja se rellena con un material de relleno heterogéneo a determinar con la
finalidad de simular unas condiciones de terreno determinadas. El método de ensayo pretende ser
una prueba de rendimiento lo más cercana posible para replicar el diseño o las condiciones de
construcción de los refuerzos. También se puede usar para comparar diferentes materiales, tipos
de suelo, etc. y, por lo tanto, se puede usar como un procedimiento de prueba de investigación y
desarrollo.
25
Figura 25. Esquema del cajón de extracción. (Norma UNE-EN 13738, 2005)
El método de prueba de extracción se pretende como una prueba de rendimiento para proporcionar
al usuario un conjunto de valores de diseño para las condiciones de prueba examinadas. El método
de prueba es aplicable a todos los geosintéticos y todos los suelos. Este método de prueba produce
datos de prueba, que se pueden usar en el diseño de muros de retención, taludes y terraplenes
reforzados con geosintéticos, o en otras aplicaciones donde la resistencia de un geosintético a la
extracción en condiciones de campo simuladas es importante. Los resultados de la prueba también
pueden proporcionar información relacionada con la respuesta de tensión-deformación en el suelo
de un geosintético en condiciones de carga confinada. El gráfico de resistencia a la extracción
frente a la tensión normal obtenida de esta prueba es una función de la gradación del suelo, la
plasticidad, el peso unitario seco colocado, el contenido de humedad, la longitud y las
características de la superficie del geosintético y otros parámetros de prueba. Por lo tanto, los
resultados se expresan en términos de las condiciones de prueba reales. La prueba mide el efecto
neto de una combinación de mecanismos de extracción, que puede variar según el tipo de
espécimen geosintético, la longitud de empotramiento, el tamaño de apertura relativa, el tipo de
suelo, la tasa de desplazamiento, el estrés normal y otros factores.
I.5.2. Normativas vigentes internacionales: UNE-EN 13738 y ASTM D6706
En la actualidad disponemos de diversas normativas internacionales con certificaciones de calidad
para la determinación de ensayos de materiales para el refuerzo de suelos. En el presente trabajo
se han seleccionado dos de las normativas vigentes más empleadas para el desempeño de ensayos
tanto el contexto europeo como proyectos internacionales.
UNE-EN 13738
Por una parte, disponemos de la UNE-EN 13738 la cual es la versión oficial, en español, de la
Norma Europea EN 13738 de noviembre de 2004. Dicha norma analiza un método para la
determinación de la resistencia de los geotextiles y productos relacionados a su separación del
suelo utilizando un cajón de separación de laboratorio. (Figura 26). El método de ensayo descrito
es un procedimiento de ensayo de aptitud al uso para determinar la idoneidad al uso de los
geotextiles y productos relacionados para su uso en una aplicación determinada.
26
Cajón de separación.
Un cajón de rígido abierto que consta de dos lados paralelos lisos, una pared trasera, una puerta
con una ranura horizontal separable y una placa inferior. La puerta está situada en la parte
delantera del aparato tal como se define por la dirección de la fuerza de separación aplicada.
Figura 26. Esquema del cajón de extracción y elementos que lo conciernen. (UNE-EN 13738,
2005).
Un cajón normalizado debería ser rectangular con unas dimensiones mínimas de 1,5 m de
longitud, 0,6 m de anchura y 0,3 m de profundidad. La profundidad debe aumentarse a seis veces
el tamaño máximo de partícula del suelo si ello es necesario. El aparato debe permitir la
colocación del dispositivo de control del esfuerzo normal y la carga, como mínimo, de una probeta
con una relación longitud/anchura de no menos de tres. El aparato debe estar equipado con
dispositivos para asegurar, durante el ensayo, un esfuerzo normal constante sobre todas las
superficies de la probeta.
Procedimiento operatorio
1. Colocación y compactación del suelo
Se monta el cajón de separación con sólo la mitad inferior de la puerta delantera en su lugar. Se
determina la cantidad de suelo necesaria para conseguir el peso de suelo seco deseado para
colocarlo en la mitad inferior del cajón de separación. Después de la compactación, la capa
inferior de suelo debería estar ligeramente por encima de la mitad inferior del cajón. Se coloca la
cantidad de suelo calculada en la sección inferior del cajón y se compacta si ello es necesario.
2. Colocación de la probeta
La probeta se dispone de modo que se adapte holgadamente dentro del cajón de separación con
un mínimo de 100 mm o ms entre los bordes de la probeta y el borde del cajón de separación
27
paralelo a la dirección de la fuerza. Durante el ensayo, la totalidad del ·rea de la probeta debe
estar en contacto con el suelo.
3. Colocación y compactación de la capa superior
Se coloca la cantidad requerida de suelo sobre la parte superior de la probeta hasta el nivel
requerido. Se utilizan los mismos métodos de colocación y compactación que los utilizados para
la capa de suelo inferior. Se instala el sistema utilizado para la aplicación del esfuerzo normal.
4. Aplicación del esfuerzo normal de compresión
Se selecciona una de las presiones en el intervalo 25 kPa, 50 kPa y 100 kPa. Deben calibrarse los
dispositivos de esfuerzo normal y debe anotarse cualquier cambio de presión durante el ensayo.
Los esfuerzos normales deben aplicarse antes de que se inicie el ensayo. Si se requiere la
consolidación del suelo en el cajón de separación para eliminar un exceso de presión de poro del
suelo o para modelar las condiciones de campo, debería calcularse el tiempo de consolidación
requerido.
Ensayo
Se asegura la completa conexión del sistema de separación aplicando una carga del 1% de la
resistencia a la tracción del material con el dispositivo que produce la fuerza de separación y se
anotan las lecturas iniciales de galga. Se carga la probeta tirando de ella a una velocidad de
desplazamiento constante. Se anotan, periódicamente, las lecturas de carga y los desplazamientos,
incluyendo los del interior del cajón. Las mediciones se deben tomar continuamente o a intervalos
que correspondan a un desplazamiento de 0,2 mm o a intervalos de tiempo de 6 s. Se continua la
aplicación de la carga hasta que se produce la separación o la rotura de la probeta sometida a
tensión. Se anota la carga máxima y el modo de rotura.
Cálculos
El esfuerzo normal total aplicado a la probeta se determina sumando el esfuerzo normal aplicado
y el esfuerzo normal debido a la masa del suelo de encima de la probeta, según se indica en la
ecuación.
𝜎𝑛 = 𝜎𝑠 + 𝜎𝑎
Donde,
𝜎𝑛 Es el esfuerzo total normal aplicado a la probeta de ensayo, en kPa.
𝜎𝑠 Es el esfuerzo normal producido por el suelo de encima de la probeta, en kPa.
𝜎𝑎 Es el esfuerzo normal debido al esfuerzo normal aplicado, en kPa.
28
La resistencia de arrancamiento, 𝑃𝑟 , de la probeta se calcula del modo siguiente
Para geotextiles y barreras geosintéticas de refuerzo
𝑃𝑟 = 𝐹𝑝/𝑊𝑔
Para geogrillas, georredes y otras estructuras abiertas
𝑃𝑟 = (𝐹𝑝 𝑛𝑔)/𝑁𝑔
Donde,
𝑃𝑟 Es la resistencia al pullout kN/m
𝐹𝑝 Es la fuerza del pullout corregida después de calibración en kN/m
𝑊𝑔 Es la anchura de la probeta, en metros
𝑛𝑔 Es el número de cuerdas por unidad de anchura de la georejilla en la dirección de la fuerza
de separación.
𝑁𝑔 Es el número de cuerdas de la probeta de la georejilla en la dirección de la fuerza de
separación.
Se representa la resistencia a la separación en función del desplazamiento del principio de la
probeta y, si se requiere, para cada sección de la probeta dentro del cajón de separación. Se
representan los resultados de los ensayos con diferentes esfuerzos normales en forma de una
gráfica de la resistencia máxima de separación en función del esfuerzo normal.
ASTM D6706
La American Society for Testing Materials (ASTM) es una organización de normas internaciones
que desarrolla y publica acuerdos voluntarios de normas técnicas. La norma técnica D6706 es una
norma que estandariza la metodología de ensayos para la medición de la resistencia de arranque
de especímenes geosintéticos confinados en el terreno.
La ASTM D6706 tiene por método de ensayo, el embebido de un refuerzo geosintético entre dos
capas de relleno heterogéneo al cual se le aplicará un esfuerzo horizontal. La resistencia a la
extracción se obtiene dividiendo la carga máxima por el ancho del espécimen de prueba. La
prueba se realiza mientras se somete a esfuerzos de compresión normales que se aplican a la capa
29
superior del suelo. Como resultados se obtienen un gráfico de la resistencia máxima de extracción
frente a la tensión normal aplicada mediante la realización de diversas pruebas.
Caja de extracción
La caja de extracción debe ser rígida y abierta la cual consta de dos lados paralelos lisos, una
pared posterior, una puerta desmontable horizontal dividida, una placa inferior y una manga de
transferencia de carga. La abertura está en la parte delantera como se define por la dirección de la
fuerza de extracción aplicada. La caja debe ser cuadrada o rectangular con dimensiones mínimas
de 610 mm de largo por 460 mm de ancho por 305 mm de profundidad, si se minimiza la fricción
de la pared lateral, de lo contrario, el ancho mínimo debe ser de 760 mm. (Figura 27). Las
dimensiones deben aumentarse, si es necesario, de modo que el ancho mínimo sea mayor que 20
veces la 𝐷85 del suelo o 6 veces el tamaño máximo de partículas del suelo. La caja debe permitir
una profundidad mínima de 150 mm por encima y por debajo del geosintético. La profundidad
del suelo en el cuadro por encima o por debajo del geosintético debe ser un mínimo de 6 veces el
D85 del suelo o 3 veces el tamaño máximo de partículas del suelo, lo que sea mayor. La caja debe
permitir una longitud de empotramiento de al menos 610 mm más allá del manguito de
transferencia de carga y una relación de longitud a ancho de muestra mínima de 2.0. Debe
entenderse que cuando se prueban geosintéticos de gran apertura, la caja desplegable real puede
tener que ser más grande que las dimensiones mínimas establecidas
Figura 27. Esquema del cajón de extracción durante un ensayo de elementos geosintéticos
(ASTM D6706)
Refuerzo sintético
En ausencia de una especificación de material, se debe seleccionar un mínimo de 3 especímenes
si se deben establecer relaciones de fuerza de extracción frente a tensión normal.
La muestra de ensayo tendrá unas dimensiones de 610 mm. La muestra debe permitir un espacio
libre mínimo de 75 mm en cada lado de la muestra de prueba de las paredes laterales de la caja
desplegable si se minimiza la fricción de la pared lateral, de lo contrario, la distancia mínima debe
ser de 150 mm, en cada lado. La longitud de la muestra de prueba debe ser de un tamaño suficiente
para facilitar la sujeción y mantener la relación de longitud a anchura mínima de 2. La anchura
mínima de la muestra de prueba debe ser de 305 mm y debe incluir un mínimo de cinco elementos
30
de tracción. Todas las muestras deben estar libres de defectos superficiales, etc., no típicos de la
muestra de laboratorio.
Procedimiento de extracción
Preparación de la caja de extracción
Se debe introducir el material de relleno en la caja extraíble hasta la mitad inferior de la abertura
de extracción aproximadamente 10 mm para evitar el arrastre del geosintético. El número
requerido de elevaciones y la cantidad de esfuerzo de compactación que se debe usar es una
función del tipo de suelo y del contenido de humedad, y debe anotarse. El procedimiento de
colocación del suelo que se utiliza debe permitir un peso unitario uniforme para el secado del
suelo a lo largo de la caja de extracción. Debe realizarse una la superficie del suelo para que exista
una distribución de esfuerzos más uniforme.
Lugar del geosintético
Se debe recortar el refuerzo para que se ajuste holgadamente dentro de la caja desplegable con un
mínimo de 75 mm entre el borde del refuerzo y el borde de la caja desplegable paralelo a la
dirección de tracción, si se minimiza la fricción de la pared lateral, de lo contrario debería haber
un mínimo de 150 mm entre el borde de la muestra y el lado de la caja extraíble.
Confinamiento del geosintético
Se coloca la cantidad deseada de material de relleno sobre el geosintético al nivel requerido y se
repite el método similar empleado en la capa inferior al refuerzo. En la capa superior a nivel de
la parte más superior de la caja se situará una banda de neopreno o bolsas de aire que distribuyan
de forma homogénea los esfuerzos generados por las fuerzas verticales de compresión.
Esfuerzos de compresión normal
Los esfuerzos normales pueden proporcionarse a través de un diafragma hidráulico o neumático.
Los dispositivos hidráulicos y / o neumáticos deben ser calibrados y se debe observar cualquier
cambio en la presión durante la prueba. Se deben aplicar esfuerzos normales antes de comenzar
la prueba
Ensayo
Se debe asegurar la conexión completa del sistema de extracción aplicando una ligera carga de
asiento con el dispositivo de fuerza de extracción, luego se deben las lecturas iniciales del
medidor. Se carga la muestra tirando a una velocidad constante de desplazamiento. La velocidad
debe determinarse de acuerdo con el transductor de desplazamiento electrónico fuera de la caja.
Cálculos
Los cálculos para la determinación de los esfuerzos normales y la fuerza de extracción de los
refuerzos siguen la misma metodología que en la norma UNE-EN 13738 descrita anteriormente.
31
I.5.3. Contexto actual de los ensayos pullout en refuerzos poliméricos
En la actualidad, los ensayos pullout presentan una gran relevancia para el estudio de los
materiales más idóneos para el refuerzo de suelos. Podemos encontrar gran cantidad de ensayos
e informes científicos sobre el uso de refuerzos poliméricos, ya sea para determinar su resistencia
de arrancamiento, la influencia de aberturas en las bandas o para la determinación de otros
parámetros vinculantes útiles para el diseño de muros de suelo reforzado. Debe destacarse que el
mercado de refuerzo de suelos no se resume únicamente en refuerzos metálicos muy resistentes,
si no que se ha comprobado que los refuerzos ya sean poliméricos o geosintéticos o si se
distribuyen en forma de banda o malla son totalmente idóneos y competitivos en una gran
variedad de casos.
Por otra parte, gracias a la evolución de tecnologías y de los modelos numéricos computarizados
nos ha permitido tener otras metodologías de estudio, como los modelos tridimensionales
mediante elementos finitos los cuales nos ahorran realizar todo el proceso de ensayo y obtener
una visión global y teórica del comportamiento no solo del refuerzo si no del terreno colindante.
Aun así, la realización de ensayos todavía es necesaria y nos transporta una visión mucho más
aproximada a la realidad del material ensayado.
Desde principios del siglo XXI, se han presentado diversos informes científicos sobre ensayos
de arrancamiento mediante bandas extensibles. Por ejemplo, se plantea un estudio sobre un en
ensayo de refuerzos extensibles.
Pullout test model for extensible reinforcement. Author: N. Gurung Y. Iwao, M. R.
Madhav. Department of Civil Engineering, Indian Institute of Technology, Kanpur,
India.(1999)
El cual llevó a cabo un estudio paramétrico para varios rangos de rigideces relativas y resistencias
de enlace relativas. A demás, se realizó una campaña de ensayos para la determinación de los
desplazamientos, las variaciones de la fuerza de extracción y los desplazamientos de refuerzos a
lo largo de la longitud del refuerzo. También se proporciona un método para la estimación de los
parámetros de interacción de la interfaz de una prueba previa al fallo.
En la que se concluye que la respuesta del desplazamiento en la retirada del refuerzo extensible
se expresa en forma de ecuación diferencial con un comportamiento no lineal en los esfuerzos de
corte a lo largo de la longitud del refuerzo. A demás, define dos nuevos términos de interacción
suelo-refuerzo, el parámetro de rigidez relativa 𝛼 y el parámetro de desplazamiento relativo 𝛽 se
conceptualizaron y expresaron en forma no dimensional.
32
II. CAMPAÑA DE ENSAYOS DE ARRANCAMIENTO
DE BANDAS POLIMÉRICAS
II.1. Introducción
El objetivo principal de este trabajo ha sido la realización de una campaña de ocho ensayos de
extracción de refuerzos poliméricos de tres tipologías lisos, con aberturas pequeñas y con
aberturas un poco más amplias confinados en un terreno heterogéneo y granular en una caja de
extracción simulados a diferentes cotas de profundidad.
Se han ensayado las tres tipologías de bandas a dos niveles de confinamiento en 𝒛 = 𝟑 𝒚 𝟕 metros
de profundidad respecto la coronación del suelo.
Toda la campaña de ensayos ha sido realizada siguiendo las normas UNE-EN 13738 y ASTM
D6706 para obtener la mayor fiabilidad y rigurosidad en el desarrollo de los experimentos. Por
ese motivo se ha realizado un control exhaustivo en el desarrollo de estos. Sobre todo, se ha
buscado tener un control de las condiciones de contorno existentes, ya que las distorsiones
producidas son un factor determinante en los resultados.
II.2. Casos de análisis: confinamiento vertical simulado
Como hemos indicado con anterioridad el objetivo de los ensayos es realizar una extracción de
los refuerzos bajo una cota de confinamiento determinada. Para conseguir la simulación del peso
del terreno deseado, se le aplicó una carga vertical mediante un gato hidráulico situado sobre una
placa de reparto la cual yace sobre la coronación del terreno de la caja. La función de la placa de
reparto es distribuir esta presión vertical ejercida por toda la superficie del terreno de forma
uniforme. Además, para conseguir una distribución mucho más nítida y evitar las alteraciones en
los resultados se situaron dos placas de polietileno expandido y una lámina flexible de neopreno
entre la coronación de suelo granular y la placa de distribución.
Por lo tanto, en este apartado se explicará el proceso con el que se determinó la fuerza de
aplicación al gato vertical para simular cada cota de profundidad.
En primera instancia, debemos tener en cuenta que para cada cota de profundidad existe una
presión ejercida por el terreno sobre el refuerzo. A dicha presión debemos sustraer la presión
ejercida por el terreno situado por encima del refuerzo y los elementos más pesados situados
también por encima, como pueden ser la placa de reparto o la viga situada sobre la placa.
El terreno empleado en estos ensayos tiene una dens idad natural 𝛾𝑛 = 20 kN/m3 y la altura desde
la cota del refuerzo hasta la coronación del suelo miden 25 cm. Sabemos que la densidad de un
suelo se puede definirse como:
𝜎𝑡𝑒𝑟𝑟𝑒𝑛𝑜 = 𝛾𝑛 ℎ
33
Donde,
𝛾𝑛 Densidad del terreno natural ensayado
ℎ Es la cota de profundidad a la que se encuentra el terreno desde coronación.
𝜎𝑡𝑒𝑟𝑟𝑒𝑛𝑜 Es la presión ejercida por el terreno sobre el refuerzo: 𝜎𝑡𝑒𝑟𝑟𝑒𝑛𝑜= 20 kN/m3 0.25 m =
5 kPa. Correspondientes a la sobrecarga debida al peso del terreno existente dentro del cajón en
todos los ensayos.
Por otra parte, debemos tener en cuenta que el área de aplicación de presiones generada por la
placa de reparto y la viga, se distribuirá mediante el área de la placa de poliestireno expandido,
(Figura 27). ya que esta será el que este en contacto directo con el terreno. El peso de la placa de
reparto y el de la viga son aproximadamente unos 190 kg lo que equivalen a 1.9 kN los cuales se
distribuirán en el área del poliestireno expandido es decir el área de contacto.
a) b)
Por lo tanto, por la definición general de presión sabemos que,
𝜎𝑝 =𝑄𝑝
𝐴𝑐𝑜𝑛𝑡𝑎𝑐𝑡𝑜
Figura 28. Placa de poliestireno expandido (a) lámina de neopreno (b)
34
Donde,
𝜎𝑝 es la presión ejercida por la viga y la placa de contacto.
𝑄𝑝 es la carga expresada en kN por los dos elementos.
𝐴𝑐𝑜𝑛𝑡𝑎𝑐𝑡𝑜 es el área de contacto con el terreno.
Y que las dimensiones del poliestireno son 119.5 cm de largo y 44 cm de ancho por lo que
𝐴𝑐𝑜𝑛𝑡𝑎𝑐𝑡𝑜 = 119.5 cm 44 cm= 0.53 m2
Por lo tanto, la presión generada por la viga y la placa de reparto será
𝜎𝑝 =1.9 Kn
0.53 m2= 3.6 kPa
Por lo que se podemos definir la presión despreciable como,
𝜎𝑆 = 𝜎𝑝 + 𝜎𝑡𝑒𝑟𝑟𝑒𝑛𝑜 = 8.6 kPa
Calculadas las presiones que debemos despreciar procedemos a evaluar a cada profundidad de
ensayo. El cálculo se realiza siguiendo la misma metodología que para el cómputo de la presión
ejercida por el terreno situado sobre el refuerzo para cada profundidad.
Sabemos que para 𝒛 = 𝟕 𝒎, la presión será,
𝜎𝑧=7 = 𝛾𝑛 ℎ = 20 kNm3⁄ 7 m = 140 kPa
Sustraemos la presión despreciable 𝜎𝑆, y obtenemos la presión que debemos suministrar al gato
hidráulico 𝜎𝑧=7𝑐 ,
𝜎𝑧=7𝑐 = 𝜎𝑧=7 − 𝜎𝑆 = 140 kPa − 8.5 kPa = 131.5 kPa
Pero como el gato hidráulico es manual mediante palanca no podemos ejercerle una presión por
lo que debemos transformar dicha presión en una fuerza.
𝐹𝑧=7 = 𝜎𝑧=7𝑐 𝐴𝑐𝑜𝑛𝑡𝑎𝑐𝑡𝑜 = 131.5 kPa 0.53 m2 = 70 kN
35
Por lo que la fuerza que debemos suministrarle al gato vertical en una profundidad de 𝒛 = 𝟕 𝒎
equivale a unos 70 kN
Siguiendo el mismo proceso podemos definir la fuerza que debe ejercerse a 𝒛 = 𝟑 𝒎
𝜎𝑧=3 = 𝛾𝑛 ℎ = 20 kNm3⁄ 3 m = 60 kPa
Sustraemos la presión despreciable 𝜎𝑆, y obtenemos la presión que debemos suministrar al gato
hidráulico 𝜎𝑧=3𝑐 ,
𝜎𝑧=3𝑐 = 𝜎𝑧=3 − 𝜎𝑆 = 60 kPa − 8.5 kPa = 51.5 kPa
Pero como el gato hidráulico es manual mediante palanca no podemos ejercerle una presión por
lo que debemos transformar dicha presión en una fuerza.
𝐹𝑧=3 = 𝜎𝑧=3𝑐 𝐴𝑐𝑜𝑛𝑡𝑎𝑐𝑡𝑜 = 51.5 𝑘𝑃𝑎 0.53 𝑚2 = 28 kN
Por lo que la fuerza que debemos suministrarle al gato vertical en una profundidad de 𝒛 = 𝟑 𝒎
equivale a unos 28 kN
II.2 Componentes y configuración del ensayo
II.2.1. Cajón del ensayo y útiles relacionados
La caja de extracción es una caja rígida de acero abierta en la parte superior. Las dimensiones del
plan son de 1250 mm de largo, 500 mm de ancho y 850 mm de alto capaz de meter 0,47 m3. En
la parte frontal hay una apertura a través de la cual pasa el refuerzo y se conecta a la placa de
anclaje.
Tanto en la parte delantera como en la parte posterior existe una apertura donde se coloca un
sensor de desplazamiento, un transductor, para medir los movimientos del refuerzo cuando se
realizan los ensayos. Las aperturas se localizan en el mismo nivel de altura, en medio de la altura
de la caja, asumiendo la misma profundidad del suelo por debajo y por encima del refuerzo, para
que exista una distribución homogénea a lo largo de este. La caja dispone de dos brazos frontales
unidos por una viga para poder ofrecer una reacción al gato horizontal que realizará la extracción.
El gato se encuentra en la parte frontal de la caja entre la viga y la placa de anclaje. (Figura 29 y
30). Dicho gato unifilar realiza la fuerza de extracción a lo largo a través de la unión de un cordón
36
de pretensado con la placa de anclaje. La placa de anclaje va unida al refuerzo mediante tuercas
y va unida al cordón de pretensado mediante una cuña. Para evitar la influencia de las condiciones
de contorno, se decidió colocar un plástico que cubre las paredes interiores del cajón para reducir
el efecto del rozamiento que se produce entre el terreno y las paredes.
Figura 29. Perspectiva del cajón de extracción
Sobre la caja se sitúa mediante un toro mecánico la placa de anclaje y sobre esta una viga reacción
la cual sirve para que el gato vertical tenga una reacción en el momento de la carga.
a) b)
Figura 30. Placa de reparto (a) Puente de reacción (b).
37
II.2.2. Material de ensayo
El material de relleno empleado debe garantizar las características de densidad, capacidad
portante, granulometría y plasticidad deseada. En nuestro caso, hemos decido emplear un terreno
granular heterogéneo con un ángulo de corte 𝛷 = 36º para simular con la mayor verosimilitud
un suelo real. (Figura 31). Además, se quiere estudiar la influencia de la grava en el proceso de
extracción y el comportamiento del refuerzo frente a la formación de caminos preferentes.
La correcta elección, colocación y compactación son uno de los factores más determinantes a la
hora de elegir un material de relleno para garantizar la estabilidad, durabilidad y drenaje interno
de un muro de suelo reforzado. Además, si su compactación es la adecuada se puede conseguir
un aumento de los rendimientos y minimización de la corrosión de los refuerzos.
Figura 31. Material de relleno granular.
El terreno utilizado en todos los ensayos realizados proviene de una cantera de áridos y para
conocer las propiedades se ha realizado un ensayo granulométrico y un ensayo Proctor normal en
el laboratorio del departamento de geotecnia de la Universidad Politécnica de Barcelona.
El ensayo granulométrico se realizó por vía húmeda. A partir de la curva granulométrica
(Figura 15) se determinó el coeficiente de uniformidad (𝐶𝑢), que mide la condición de
uniformidad o distribución de tamaños y el coeficiente de curvatura, que califica la
distribución de las medidas intermedias se ha determinado el suelo en una grava limosa,
ya que los valores extraídos son: 𝐶𝑢 = 29,4 y 𝐶𝑐 = 0,75 (los suelos bien graduados
deben cumplir 𝐶𝑢 > 6 y 3> 𝐶𝑐 > 1).
La recomendación en muros de suelo-refuerzo viene determinado por un ábaco que agrupa un
amplio conjunto de tipos de suelos (Figura 32).
38
Figura 32. Curva granulométrica del suelo utilizado en la campaña de ensayos. (Cortés, 2017)
Figura 33. Resumen de criterios de gradación para el relleno reforzado seleccionado según
AASHTO (1014). EN 14475(2011), i RTA QA-R57(2005), estándares. (Damians 2016).
El Proctor normal realizado dio a conocer el punto óptimo de humedad para alcanzar la
máxima densidad seca (Figura 35). Se hicieron dos ensayos, ya que el primero no se pudo
extraer valores buenos, debido a la sensibilidad del incremento de agua al ser un solo
granular. Los valores obtenidos fueron: Contenido de humedad óptimo (%): 7,88% y peso
específico seco máximo: 2,19 gr / cm3
39
Figura 35. Gráfica del ensayo Proctor Normal realizado
II.2.2.1. Ensayo de corte directo
Para profundizar más en el estudio del ensayo de arrancamiento de refuerzos, se propuso un
estudio paralelo, para observar el comportamiento a cortante del suelo granular empleado en los
ensayos de arrancamiento.
El ensayo consistió en la aplicación de un esfuerzo cortante una caja metálica rellena del material
de ensayo dividida en 2 partes, la semicaja superior y la semicaja inferior. La semicaja inferior
permaneció estática y a la semicaja superior se ofrecía un esfuerzo lateral a velocidad constante.
Produciendo así una rotura en un plano predeterminado con el fin de poder comprender
parámetros como la cohesión del terreno y su ángulo de rozamiento interno.
Se planteó la realización del corte del terreno bajo tres presiones de terreno vertical diferentes 200
kPa, 100 kPa y 50 kPa. Con lo que obtuvieron los siguientes resultados. (Gráfica 4).
Gráfica 1. Gráfica de la resistencia al corte en función de la tensión normal
0
50
100
150
200
250
300
0 50 100 150 200 250
Res
iste
nci
a al
co
rte,
pic
o (
kPa)
Tensión normal (kPa)
φ = 48º
40
Con la que se pueden observar una clara tendencia linear entre las tensiones normales y el
incremento de la resistencia al corte. Además, se consiguió un ángulo de corte del terreno
equivalente a 48º, con lo que podemos afirmar que el terreno empleado en el ensayo es idóneo
para el ensayo.
Por otra parte, también se quiso observar el coeficiente de rozamiento interno residual, a volumen
constante, producido por la tensión normal. Con lo que se obtuvieron ángulos de corte cercanos
a 40º. (Gráfica 2).
Gráfica 2. Gráfica de la resistencia al corte residual en función de la tensión normal
II.2.3. Bandas poliméricas
Las bandas poliméricas ensayadas, son unas bandas rectangulares de fibra de poliéster de alta
tenacidad revestidos en un revestimiento de polietileno (LDPE) que aumenta la durabilidad de los
tendones de fibra contra daños físicos y químicos. Dichas bandas refuerzan la fuerza de fricción
y la estabilidad en el suelo, la resistencia de conexión entre el panel frontal y el panel posterior.
Una de sus ventajas más competitivas que disponen es su fácil instalación y su gran durabilidad.
(Figura 36 y 37).
En los experimentos realizados se ensayaron tres tipos de banda de unos 3 metros longitud para
que tuvieran suficiente recorrido, lisas, con aberturas de 1.5 cm de anchura y otras con una
abertura más anchas de unos 3 cm a cotas de profundidad de 𝟑 y 𝟕 𝒎. El fabricante aseguró que
los tres refuerzos disponen de una resistencia máxima de 30 Kn.
0
50
100
150
200
250
300
0 50 100 150 200 250
Res
iste
nci
a al
co
rte,
res
idu
al (
kPa)
Tensión normal (kPa)
φ = 37º
41
a) b)
Figura 37. Refuerzo polimérico con aberturas grandes (a) refuerzos con aberturas pequeñas
(b)
Figura 36. Refuerzo polimérico liso
42
II.2.4. Otros componentes y accesorios de ensayo
A parte de la caja, el terreno y los refuerzos también han sido necesarios diversos componentes y
accesorios para poder realizar la campaña de ensayos correctamente.
El gato de extracción y grupo de presión
El dispositivo de fuerza de extracción y la bomba de presión, deben poder asegurar la extracción
de la muestra del refuerzo en cada escenario de presión de confinamiento requerido, y debe tener
la capacidad para aplicar la fuerza de extracción a una velocidad constante de desplazamiento
normalmente de 1 mm / min (con un 10% de desviación de tolerancia). (Figura 38). El dispositivo
de extracción utilizado ha sido un gato unifilar largo junto con el grupo de presión que acciona el
gato.
Figura 38. Gato de extracción.
Gato vertical y la célula de presión de carga
Como bien hemos indicado anteriormente la presión vertical aplicada a la capa superior del suelo
debe permanecer constante y uniforme durante la prueba. El dispositivo de carga vertical utilizado
ha sido un gato de cilindro de baja altura con capacidad de carga a 10 Tn, junto con una célula de
presión de carga que se ha colocado entre la viga de reacción y el pistón, también se ha empleado
un cilindro metálico colocado debajo del gato hidráulico para adaptarse correctamente a la altura
deseada. (Figura 34).
43
a) b)
Figura 39. Gato hidráulico vertical (a) sensor vertical (b)
Transductor de desplazamiento
El sistema de control de desplazamientos horizontales de los refuerzos metálicos consiste en un
transductor de desplazamiento electrónico (con 0,01 mm de precisión), instalado en la parte
delantera, entre el cajón y la placa de anclaje y otro en la parte posterior del refuerzo, mediante
una plaquita metálica anclada a en los refuerzos que permita recoger el recorrido realizado por la
banda polimérica. (Figura 40).
a) b)
Figura 40. Transductor delantero (a) transductor trasero (b)
44
Sensor de presión de tierras
Los dispositivos de control de las presiones que recibe el terreno constan en 3 células de presión
de tierras numeradas repartidas en tres cotas diferentes. La primera célula, la célula 1, se situó a
nivel de refuerzo, colocada en el lateral y a la misma altura que el refuerzo sin que exista un
contacto entre el refuerzo durante el proceso de extracción. (Figura 41). La segunda célula, la
célula 2, se colocó en un nivel intermedio entre la coronación del terreno y el refuerzo, a una cota
superior de aproximadamente diez centímetros a la célula número 1. El tercer y último sensor, la
célula 3, se instaló bajo la placa de reparto y las placas de poliestireno expandido y láminas de
neopreno, el nivel de coronación.
Figura 41. Sensor de tierras.
Se han realizado tres croquis (Figura 42,43 y 44). explicando la situación de los sensores de
presión, también llamados GEOKON, a lo largo de los seis ensayos.
o Nivel de refuerzo
Como hemos indicado el primer dispositivo se situó a nivel de refuerzo en la parte central
a un lateral de la caja. Este dispositivo se mantuvo en la misma posición, durante toda la
campaña de ensayo.
Figura 42. Sensor de tierras en posición de refuerzo.
45
o Nivel intermedio
El segundo dispositivo se situó diez centímetros por encima del refuerzo, en la parte
central de la caja. Dicho dispositivo se mantuvo también en la misma posición durante
todos los ensayos realizados.
Figura 43. Sensor de tierras en posición de refuerzo.
o Nivel de coronación
El tercer dispositivo se situó en el nivel de coronación, pero a diferencia de los niveles
anteriores este dispositivo se fue variando de posición en las posiciones I, II, y III descritas
en esquema adjunto.
Figura 44. Sensor de tierras en el nivel de coronación.
En la 𝑡𝑎𝑏𝑙𝑎 3 se plantean todas las posiciones del tercer sensor de presiones a lo largo todos los
ensayos válidos realizados.
Posiciones del Geokon 3
Nº ensayo Tipología de
ensayo
Cota de
ensayo
I II III
6 Polimérico Liso 7 X
1 Polímero
Agujeros grandes
7 X
2 Polimérico
Agujeros pequeña
7 X
3 Polimérico
abertura pequeña
3 X
4 Polimérico
abertura grande
3 X
5 Polimérico Liso 3 X
Tabla 2. Posiciones del tercer Geokon en nivel de coronación
46
Placa de anclaje
La placa de anclaje tiene por función la de traspasar el esfuerzo realizado por el gato de extracción
al refuerzo ensayado. La placa se divide en dos placas unidas mediante tuercas de gran diámetro
en la que se sitúa acoplado el refuerzo. La placa de anclaje también dispone de una cuña de
extrusión para poder trasmitir el esfuerzo del gato horizontal. Para optimizar el tiempo entre
ensayo y ensayo acoplamos todos los refuerzos en la placa de encaje al mismo tiempo e íbamos
introduciendo en la caja de extracción para realizar cada experimento como puede verse en la
figura 45.
Figura 45. Placa de anclaje.
Otros accesorios
Otros accesorios igual de importantes eran el conjunto de módulos de adquisición de datos y
ordenadores, el compactador manual o el toro mecánico. (Figura 46 y 47).
Figura 46. Centro de control y monitorización
47
Figura 47. Compactador manual
48
II.3. Metodología del ensayo
Como hemos indicado con anterioridad, el objetivo de esta prueba es evaluar la resistencia a
arrancamiento y el desplazamiento de varias bandas poliméricas confinadas a diferentes
profundidades del suelo mediante una extracción constante.
Las diferentes ubicaciones de profundidad de las bandas en situaciones reales se representan
aplicando presiones verticales consecuentes sobre la muestra de las bandas. Para cada prueba, la
carga de extracción y la presión vertical aplicada se registrarán mediante un programa informático
y se traspasarán a una hoja de cálculo, Excel donde se podrán observar las tendencias de los
refuerzos ensayados.
La metodología aplicada fue la siguiente:
Calibración de las células de presión de tierra y presión vertical
El primer paso a realizar fue la calibración de las células. Para este paso fue necesario el uso de
una prensa con control remoto, donde se le aplicaron siete escalones de carga de 50 kg cada uno
sobre las células y utilizando el método clásico de calibración por dos puntos. Es importante tener
en cuenta que la carga máxima no debe exceder los 600 kPa, es decir unos 400 kg para no dañar
los sensores. (Figura 48).
Figura 48. Calibrado de los sensores.
49
Además, para no dañar las células durante el calibrado se recubrieron con poliestireno expandido
o con una lámina de neopreno cada ensayo, para observar quien respondía mejor y producía
menos distorsiones frente a la carga. Se repitió el mismo procedimiento para todas las células de
presión de tierras y la célula de presión vertical.
Se planteó la siguiente comprobación entre el calibrado con el poliestireno y con el neopreno
(Gráficas 3 y 4).
Finalmente se decidió emplear la calibración del poliestireno por tener una tendencia mucho más
diferenciable y no tan lineal como la que describe el neopreno por lo tanto la calibración quedó
descrita. (Gráfica 5).
Gráfica 5. Calibración definitiva, mediante la protección de neopreno
Gráfica 3. Calibrado de los sensores con
protección de porexpan.
Gráfica 4. Calibrado de los sensores con
protección de neopreno
50
Montaje del cajón de extracción y primera tongada de relleno
El montaje del cajón de extracción se realizó en un laboratorio ancho, donde tuviéramos la
capacidad para situar todos elementos y equipos de monitorización de forma adecuada y tener
una maniobra de trabajo adecuada. Como hemos indicado anteriormente, la caja se recubrió con
un plástico para minimizar las condiciones de contorno entre el terreno y la caja metálica.
Además, se situó una cinta amarilla para facilitar la extracción del suelo sobrante en el momento
de desmontaje.
Posteriormente, se empezó a rellenar la caja con el material de relleno hasta el nivel de refuerzo
mediante compactaciones cada 10/15 cm con la compactadora manual. (Figura 49).
a) b)
Figura 49. Recubrimiento del cajón con plástico (a) primera tonga de relleno (b)
Montaje del refuerzo en la placa de anclaje y colocación en la caja
Para una mayor optimización del tiempo se acoplaron los seis refuerzos de ensayo directamente
a la placa de anclaje y se colocó dentro del cajón el refuerzo deseado. Colocado el refuerzo y
montada la placa de anclaje, se colocaron las dos plaquitas metálicas en la parte delante y trasera
de refuerzo para la futura colocación de los transductores de desplazamiento. (Figura 50).
51
Figura 50. Placa de anclaje con los refuerzos poliméricos acoplados.
Colocación del primer sensor de presión de tierras
El primer sensor de tierras se situó a nivel del refuerzo del cajón, es decir a la mitad de este. La
colocación de los requiere especial cuidado debido a la fragilidad de estos. Para ello se realizó un
tamizado en la zona donde debía ir situado el sensor para evitar el contacto con grava lo suficiente
grande y angulosa para punzarlos. (Figura 51).
Figura 51. Colocación del refuerzo con el primer sensor
Colocación del segundo sensor de presión de tierras
El segundo sensor se colocó entre unos trece centímetros por encima del refuerzo en el centro del
cajón como se ha descrito en apartados anteriores. (Figura 52). Como se realizó en la primera
tongada se rellenó del material granular realizando compactaciones manuales cada 8/10 cm
52
Figura 52. Colocación del segundo sensor
Relleno de tierra hasta 𝟏𝟓 cm por debajo del nivel del límite del cajón.
Instalación del tercer sensor de presión de tierras
El tercer sensor si sitúa a nivel de coronación del suelo, dejando dos centímetros de terreno por
encima para que no exista contacto entre la placa de poliestireno expandido y el sensor. Recordado
que a cada ensayo este sensor va variando de posición.
Colocación de las placas de poliestireno expandido y las láminas de goma por debajo
de la placa de reparto. (Figura 53).
Figura 53. Colocación de la lámina de goma y el porexpan.
53
Colocación de la placa de reparto y la viga de reacción.
La colocación de la placa de reparto y la viga de reacción se colocó extremando las precauciones
mediante un toro mecánico. Posteriormente el puente se fijaba a la caja mediante tuercas de gran
diámetro capaces de resistir la reacción del gato vertical. (Figura 54).
Figura 54. Colocación de la placa de anclaje y viga vertical.
Instalación del transductor de desplazamiento
Colocados todos los elementos de la caja se procede a colocar los dos transductores de
desplazamiento los cuales evaluaran el recorrido delantero y trasero del refuerzo durante el
ensayo. (Figura 55).
Figura 55. Colocación de los transductores
54
Montaje de la célula de carga y el gato de presión vertical
Anclados el puente de reacción y la placa de reparto se sitúa el sensor de presión vertical y sobre
este el gato hidráulico con el cual le íbamos suministrado nuestra carga vertical. Debe existir un
gran control sobre la presión ejercida ya que los efectos de la dilatancia provocan disminuciones
y alteraciones de la carga deseada, por lo que hay que ir corrigiendo dicha presión. (Figura 56).
Figura 56. Colocación del sensor vertical y el gato vertical.
Conexión de todo el cableado y monitorización de todos los sensores
Antes de comenzar el ensayo, debemos revisar que todos los sensores y el cableado esté conectado
sus respectivas placas de control. (Figura 57 y 58).
Figura 57. Cableado y placas de monitorización.
55
Inicio del ensayo.
Antes del inicio de la extracción se aplica la carga vertical con el gato. Una vez la carga vertical
este estabilizada, se puede proceder a la extracción del refuerzo. El gato de extracción utilizado,
disponía de excesiva potencia para la extracción por lo que se tuvo que aplicar de forma muy
controlada las presiones correspondientes. La fuerza del grupo de presión se procuró mantener
con un desplazamiento de aproximadamente 1mm / minuto En el momento que el refuerzo se ha
deslizado entre 4 y 8 cm aproximadamente se da por finalizado el ensayo
Figura 58. Captura de la monitorización del ensayo a extracción.
Desmontaje del ensayo y repetición del proceso
Se procede a realizar el desmontaje de la placa de reparto y la viga vertical. Posteriormente se
realizó la excavación de la tierra hasta nivel del refuerzo, se retiran los transductores y los
sensores. Se realiza una inspección y se extrae el refuerzo ensayado para la futura colocación del
siguiente.
II.4. Desarrollo del ensayo
Como bien se ha descrito a lo largo del trabajo, la campaña de ensayos ha consistido en determinar
el comportamiento de tres tipos de bandas poliméricas bajo situaciones de confinamiento
determinadas. Cada tipología de banda se ha ensayado a tres profundidades 𝒛 = 𝟑, 𝟓 𝒚 𝟕 𝒎
respecto la coronación del terreno. El primer y el segundo ensayo, los cuales correspondían a unas
bandas poliméricas lisas analizadas a 𝟓 𝒚 𝟕 𝒎 nos dieron varios problemas y no se pudieron dar
los resultados como válidos. Por lo que se tuvieron que repetir en posteriores días de ensayo y se
eliminó la profundidad 𝟓 𝒎 de los ensayos. Por lo tanto, la campaña consiste de ocho ensayos de
los cuales, se pueden dar como válidos seis.
56
Todos los ensayos se pueden resumir mediante la tabla 3.
Tabla 3. Descripción de los ensayos realizados
En las siguientes figuras se muestran unos detalles de los especímenes de ensayo después de la
extracción, (Figuras 59 a la 65). De los cuales, en apartados posteriores se explicará las
conclusiones extraídas pertinentes.
Figura 59. Estado de los refuerzos después de la campaña de ensayos
Los refuerzos con Aberturas grandes
Figura 60. Refuerzo polimérico con aberturas grandes antes de la extracción
57
Figura 61. Detalle del refuerzo polimérico con aberturas grandes después de la extracción.
Los refuerzos con aberturas pequeñas
Figura 62. Refuerzo polimérico con aberturas pequeñas antes de la extracción.
Figura 63. Detalle del refuerzo polimérico con aberturas pequeñas después de la extracción.
58
Los refuerzos lisos
Figura 64. Refuerzo polimérico liso antes de la extracción.
Figura 65. Detalle del refuerzo polimérico liso después de la extracción.
II.5. Evaluación rutinaria, incidencias y solución de problemas
La campaña de ensayos poliméricos se realizó en seis días completos. El primer día se dedicó al
calibrado de los sensores y el montaje de la caja y su respectivo relleno hasta nivel de refuerzo.
El resto de días se dedicaron al montaje y ensayo de cada refuerzo. Se cuantificó que tanto el
montaje y desmontaje de cada experimento demandaba entre 50 minutos y 1 hora. En términos
generales los resultados obtenidos de los experimentos son realistas y válidos para sacar una
tendencia de los refuerzos a diferentes cotas de profundidad.
Aun así, durante el desarrollo de la campaña surgieron diversas incidencias a las cuales tuvimos
que ponerle solución.
Por una parte, el proceso de calibrado de los sensores fue problemática. La prensa disponible en
el laboratorio con el cual realizamos el calibrado, poseía demasiada potencia de carga y no nos
permitía cuadrar el calibrado a nuestro gusto. Con lo que tuvimos que hacer un video
59
capturando la pantalla de control que monitoreaba todo el proceso y ralentizando el video
pudimos observar los valores de control y realizamos el correcto calibrado.
Otra problemática notable que nos surgió, es que el gato vertical encargado de confinar el terreno
no funcionaba, ya que tenía perdidas de aceite y otros problemas que fuimos incapaces de
identificar. Frente a este hecho tuvimos que comprar otro gato vertical que nos permitiera realizar
los ensayos correctamente.
Finalmente, el problema más grande que sufrimos fue el gato de extracción. (Figura 66). El gato
de extracción que se disponía en laboratorio era un gato muy potente que se empleaba para el
tesado de armadura activa para puentes. La fuerza mínima que permitía ejercer por defecto eran
15 kN y nosotros necesitábamos una fuerza aproximadamente de 6 kN. Esto supuso el desprecio
de los dos primeros ensayos, ya que el arrancamiento se produjo demasiado rápido y no se pudo
observar ninguna tendencia remarcable. Frente a este contratiempo y la imposibilidad de obtener
otro gato de extracción tuvimos ejercer la fuerza con el gato de extracción de forma manual, es
decir manteniendo la extracción de 1 mm/min activando y cerrando el circuito del gato de
extracción para poder alargar el tiempo de extracción.
,
a) b)
Figura 66. Gato de extracción (a) Centro de control del gato (b)
60
III. ANÁLISIS DE RESULTADOS EXPERIMENTALES
III.1. Resistencia al arrancamiento
Realizados los experimentos, en el presente apartado se analizarán las conclusiones referentes a
la resistencia de extracción determinada por los diferentes tipos de bandas. Como bien hemos
indicado con anterioridad, los ensayos han consistido en ocho ensayos, de los cuales dos no se
han podido dar como válidos debido al exceso de fuerza de extracción aplicado. Por lo que
podemos resumir la campaña a seis ensayos válidos. En apartados anteriores se ha indicado que
para el desarrollo del ensayo se han situado dos transductores para el control del desplazamiento,
uno en la parte frontal cual hemos denominado transductor de cabezal y otro en la parte posterior
de la caja de extracción al cual hemos nombrado como transductor de cola. La intención de la
colocación de dos transductores es para poder observar el comportamiento de extensibilidad
durante el ensayo. A continuación, se presentarán los resultados obtenidos de la campaña de
ensayos. Debe destacarse que los gráficos han sido procesados para mostrar desplazamientos
hasta 45 𝑚𝑚, ya que la extracción se ha considerado efectiva a 25 mm de desplazamiento, como
marcan normativas como la AASHTO y la NF. De esta forma se puede observar la variación de
la fuerza de extracción (kN) dependiendo del confinamiento al que se ha sometido cada refuerzo.
Por una parte, se ha realizado una comparativa geométrica de cada tipología de banda a cotas de
3 y 7 m de profundidad, para observar el comportamiento y tendencias de estos. Para dicha
comparativa se obtenido la información generada por el transductor del cabezal.
EFECTO DEL CONFINAMIENTO
Como se puede observar en las gráficas presentadas, (Gráfica 6). Si situamos el refuerzo a un
mayor confinamiento la resistencia a la extracción de la banda se producirá a una mayor tensión.
Aun así, debe tenerse en cuenta que a partir de los 6 𝑚 la banda empieza a resistir más por efectos
de fricción que por la resistencia al arrancamiento. Es necesario destacar que los valores obtenidos
debido a la extracción han sido suavizados y uniformados en las gráficas para una mayor
comprensión y visibilidad en la tendencia de su comportamiento por lo que los valores de
extracción no reflejan con total exactitud el valor donde se produce la extracción.
Por una parte, los resultados muestran que las bandas poliméricas presentan diversas resistencias
en función de su geometría. Las bandas con aberturas son las que presentan la resistencia más
remarcable a una profundidad de 𝟕 𝒎 , sobre los 16 kN, tanto las bandas con aberturas pequeñas
como grandes. En contraposición, las bandas lisas presentan una resistencia menor sobre los
14 Kn.
Por otra parte, a la profundidad de 𝟑 𝒎 las bandas poliméricas nos proveen de una resistencia de
11 kN en las bandas lisas y 14 kN en las bandas con aberturas.
61
a)
b)
c)
Gráfica 6. Resultados del esfuerzo de extracción respecto al desplazamiento en el cabezal para
𝒛 = 𝟑 𝒚 𝟕 𝒎 de confinamiento de los refuerzos poliméricos lisos (a), con aberturas grandes
(b) y aberturas pequeñas (c).
0
5
10
15
20
0 10 20 30 40
Fue
rza
de
ext
racc
ión
(kN
)
Desplazamiento (mm)
Polimerico Liso_3m
Polimerico Liso_7m
0
5
10
15
20
0 10 20 30 40
Fue
rza
de
ext
racc
ión
(kN
)
Desplazamiento (mm)
Polimerico aberturas grandes_7m
Polimérico aberturas grandes_3m
0
5
10
15
20
0 10 20 30 40
Fue
rza
de
ext
racc
ión
(kN
)
Desplazamiento (mm)
Polimérico abertura pequeña_7m
Polimérico abertura pequeña_3m
62
ANÁLISIS DE LA EXTENSIBILIDAD
En los resultados presentados se puede observar el efecto de la extracción en dos zonas del
refuerzo una en la parte delantera, la zona del cabezal y la otra en la parte trasera de la caja de
extracción. La extracción en la zona del cabezal se produce prácticamente al inicio del ensayo,
debido a que es la zona embebida a la placa de anclaje, en contraposición, la zona cola presenta
un comportamiento más dúctil frente a la fuerza de extracción. Este efecto es debido a al
comportamiento extensible de las bandas en las que el proceso de arrancamiento no es unívoco,
sino que hay una zona donde el refuerzo se expande sin que este colapse. En el momento que la
zona posterior del refuerzo necesita una mayor fuerza de extracción que la delantera ya puede
considerarse que en la etapa de extensibilidad ha finalizado y que el refuerzo en su plenitud ya se
está desplazando de forma conjunta. (Gráfica 7). Cabe destacar que los refuerzos con aberturas
presentan un comportamiento más extensible que las bandas lisas, debido la incrustación de
granos entre los huecos (Gráfica 8). Por otra parte los ensayos en refuerzos a 𝟑𝒎 también se
puede observar un comportamiento más lineal entre los desplazamientos entre el cabezal y la
cola(Gráfica 9). Por lo tanto, se puede concluir que los ensayos de extracción de elementos
extensibles en situaciones de poco confinamiento y con aberturas son variables favorables para el
comportamiento de la extensibilidad.
Gráfica 7. Comparativa de los resultados del esfuerzo de extracción respecto al desplazamiento
de los refuerzos poliméricos lisos tanto en el cabezal como la cola para 𝒛 = 𝟕 𝒎 de
confinamiento.
0
5
10
15
20
0 10 20 30 40 50 60 70
fue
rza
de
ext
racc
ión
(kN
)
Desplazamiento (mm)
liso 7m cabezal
liso 7m cola
63
a)
b)
c)
Gráfica 8. Extensibilidad bajo un confinamiento de 7m de los refuerzos poliméricos lisos (a),
con aberturas grandes (b) y aberturas pequeñas (c).
0
10
20
30
40
50
60
70
0 10 20 30 40 50 60 70
De
spla
zam
ien
to c
ola
(m
m)
Desplazamiento en el cabezal (mm)
0
10
20
30
40
50
60
70
0 10 20 30 40 50 60 70
De
spla
zam
ien
to C
ola
(m
m)
Desplazamiento cabezal (mm)
0
10
20
30
40
50
60
70
0 10 20 30 40 50 60 70
De
spla
zam
ien
to c
ola
(m
m)
Desplazamiento frontal (mm)
64
a)
b)
c)
Gráfica 9. Extensibilidad bajo un confinamiento de 3m de los refuerzos poliméricos lisos (a),
con aberturas grandes (b) y aberturas pequeñas (c).
0
10
20
30
40
50
60
70
0 10 20 30 40 50 60 70
De
spla
zam
ien
to C
ola
(m
m)
Desplazamiento cabezal (mm)
0
10
20
30
40
50
60
70
0 10 20 30 40 50 60 70
Dis
pla
zam
ien
to c
ola
(m
m)
Desplazamiento Cabezal (mm)
0
10
20
30
40
50
60
70
0 20 40 60
De
spla
zam
ien
to c
ola
(m
m)
Desplacement cabezal (mm)
65
COMPARATIVA GEOMÉTRICA
Finalmente, se realizó una comparativa de todas las tipologías de refuerzos ensayados a las dos
cotas de confinamiento propuestas 𝐳 = 𝟑 𝐲 𝟕 𝐦. Como puede verse en los resultados propuestos
los refuerzos que actúan mejor son los refuerzos los refuerzos con aberturas responden con una
mayor resistencia a la extracción que los refuerzos lisos. Concretamente los refuerzos con
aberturas pequeñas son los refuerzos que mejor han resistido al arrancamiento. Esta situación es
producida por la resistencia pasiva que generan los huecos, es decir, el incrustamiento de granos
de mayor tamaño en las aberturas proporciona una resistencia adicional a la del propio refuerzo
(Gráfica 11). Cuantas más aberturas tenga el refuerzo a ensayar, su resistencia pasiva será
incrementada. Este proceso es mucho más efectivo en profundidades bajas, es decir en situaciones
de poco confinamiento ya que a medida que incrementemos la cota desde coronación el refuerzo
empezará a trabajar más por fricción debido al confinamiento que a arrancamiento. (Gráfica 10).
En cota de 𝟕 𝐦 profundidad se han conseguido resistencias de hasta 17 kN mediante los refuerzos
con aberturas pequeñas. En contraposición a cota 𝟑 𝐦 se han obtenido resistencia sobre los 14
kN. Debe remarcarse, que las curvas referentes a los refuerzos poliméricos con aberturas grandes
a cota 𝟕 𝐦 no ha sido suavizadas ni uniformadas debido su comportamiento irregular y lo que
derivaría en subestimar la resistencia a la extracción del elemento.
Gráfica 10. Resistencia a la extracción de todas las tipologías de refuerzos poliméricos bajo un
confinamiento de 7m.
0
5
10
15
20
0 10 20 30 40
Fue
rza
de
ext
racc
ión
(kN
)
Desplazamiento del cabezal (mm)
polimérico liso
polimérico aberturas pequeñas
polimérico aberturas grandes
66
Gráfica 11. Resistencia a la extracción de todas las tipologías de refuerzos poliméricos bajo un
confinamiento de 3m.
III.2. Resultados de la presión vertical de tierras
Como bien hemos aclarado en el apartado II.4 referente al desarrollo del ensayo en el cual se
expone la distribución y función de los diversos sensores de tierra dispuestos. Se han distribuido
los sensores en tres cotas diferentes. La primera, a la cual llamaremos nivel de refuerzo, se ha
situado a la profundidad del refuerzo en un lateral. El segundo sensor se ha situado en el centro
de la caja diez centímetros por encima del refuerzo y finalmente el tercero se ha situado justo
debajo de la placa de reparto a nivel de coronación. La utilización de células de presión para los
ensayos era necesaria para disponer de un control de la presión del terreno, observar las
variaciones entre la interacción refuerzo-suelo y puntualizar los efectos de la dilatancia producida.
En la Gráfica 12 se puede observar el efecto de la dilatancia a partir de los 30 mm de
desplazamiento. El sensor 1, el que está situado a nivel de refuerzo, sufre una disminución de
presión debido al cambio de volumen generado por los esfuerzos de cizallamiento durante la
extracción. En contraposición los efectos de aumento de volumen en el nivel intermedio, donde
está situado la célula 2, producidos por la capa de refuerzo y la compactación producida por el
terreno superior genera un aumento de las presiones del terreno.
Para una mayor compresión de los efectos de la dilatancia en los ensayos realizados se presenta
una en la que podemos observar el comportamiento de la célula intermedia de presión bajo un
confinamiento de 3 metros. (Gráfica 13) Las células con aberturas obtienen presiones mucho más
elevadas que los refuerzos lisos debido al efecto de la dilatancia. (Figura 18).
0
5
10
15
0 10 20 30 40
Fue
rza
de
ext
racc
ión
(kN
)
Desplazamiento del cabezal(mm)
polimérico liso
polimérico aberturas grandes
polimérico aberturas pequeñas
67
Gráfica 12. Respuesta de las células de presión frente a la presión de tierras verticales en los
refuerzos poliméricos lisos bajo 𝟕𝒎 de profundidad.
Gráfica 13. Respuesta de la célula 2 de presión, nivel intermedio, de los tres tipos de refuerzo
bajo los 𝟑𝒎 de profundidad.
0
20
40
60
80
100
120
0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
sió
n d
e ti
erra
s (k
Pa)
Desplazamiento (mm)
cell 1 cell 2 cell 3
0
20
40
60
80
100
120
140
160
0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
sió
n d
el t
err
en
o (
kPa)
Desplazamiento (mm)
cell 2 grande cell 2 liso cell 2 pequeño
68
III.3. Comparativa con las normas de diseño
Para tener una visión más amplia sobre los ensayos realizados realizaremos una comparativa entre
el modelo de cálculo con dos de las normativas más determinantes empleadas en panorama
internacional, como la AASHTO y la Norma Francesa (NF).
La interacción suelo-estructura viene general y conceptualmente definida como función de la
interacción suelo-suelo o resistencia al corte del mismo suelo. De este modo, se define 𝐶𝑖 como
el coeficiente de interacción suelo-refuerzo, es decir, 𝐶𝑖 = 𝑡𝑎𝑛 (𝛿𝑖) / 𝑡𝑎𝑛 (𝜑) (que típicamente
varía de 0.4 a 1.0, es decir, siendo su máximo la misma interacción suelo-suelo) define el
comportamiento que sucede en deslizar tangencialmente el refuerzo (empotrado) en el terreno.
Siendo δ el ángulo de interacción entre el refuerzo y el suelo, y φ el ángulo de rozamiento interno
del suelo.
III.3.1 Comparativa con la AASHTO
La ecuación teórica descrita por la AASHTO en referencia a la resistencia al arrancamiento tal
como la hemos a lo largo del trabajo se define como:
𝑃𝑅 = 2 ∫ 𝜏 𝑥=𝐿𝑒
𝑥=0
𝑑𝑥 = 2𝑏𝐿𝑒′ (𝜎𝑉 tan 𝛿)
Donde,
τ Es la tensión de corte entre la tira y el suelo de relleno,
Le′ Es la longitud neta de la banda
𝑏 Es el ancho de la banda en contacto con el suelo
𝜎𝑉 Es el corresponde a la presión vertical desarrollada sobre la muestra
δ Es el ángulo de fricción efectivo de la interacción refuerzo-suelo.
Mediante la formulación descrita anteriormente podemos obtener el valor del factor de
rozamiento definido como 𝐹∗. Calcularemos dicho valor para cada ensayo y los comparemos con
los valores teóricos planteados por la norma americana, AASHTO. En la tabla 4 se observa el
valor de extracción de cada extracción y permite determinar los valores de 𝐹∗.
Donde 𝐹∗ = 𝑡𝑎𝑛 𝛿 =𝑃𝑟
2 𝑏 𝐿𝑒𝜎𝑉, con parámetros previamente definidos.
69
Tabla 4. Cálculo de la 𝐹∗ en los ensayos válidos mediante la normativa AASHTO.
Durante el desarrollo de la campaña de experimentos, como bien se ha indicado en apartados
anteriores, se han realizaron unos ensayos de corte directo para determinar el ángulo de
rozamiento del material de relleno empleado. Con el que se obtuvieron resultados de ángulos de
rozamiento interno equivalentes 𝛷 = 48º.
Si observamos los resultados (Gráfica 14) podemos apreciar que el resultado planteado por la
normativa para refuerzos extensibles es excesivamente conservador. Con lo que se recomienda
realizar ensayos a extracción a la hora de determinar la resistencia al arrancamiento de un refuerzo
para proporcionar resultados más competitivos.
Gráfica 14. Comparativa de los valores calculados con los recomendados por la normativa
AASHTO.
III.2.2 Comparativa con la Norma Francesa
Por otra parte, la normativa francesa plantea la siguiente ecuación de arrancamiento
*
( )2r s z vP bL
70
El coeficiente de interacción del refuerzo del suelo aparente μ*(z) debe obtenerse de las pruebas
de extracción, preferiblemente durante el proceso de ejecución del muro reforzado a diferentes
cotas de confinamiento. La ejecución e interpretación de Las pruebas de extracción deben
realizarse de acuerdo con la NF P 94-232-1 (para refuerzos extensibles).
El μ*(z) valor debe distinguirse a lo largo de la ubicación de profundidad (ha) de la capa de
refuerzo para analizar.
El coeficiente de interacción del refuerzo del suelo aparente μ*(z) debe obtenerse de las pruebas
de extracción. Se recomiendan emplear los valores determinados por la tabla 6 para bandas
poliméricas:
Tabla 5. coeficiente de interacción del refuerzo del suelo aparente planteado por la normativa
francesa
Con lo que, podemos obtener el coeficiente de interacción, μ*(z), a partir de la normativa
francesa NF para cada ensayo realizado (Gráfica 21).
71
Gráfica 7. Cálculo del factor de rozamiento en los ensayos válidos mediante la NF
Como se puede observar tanto la normativa americana como la francesa no tienen una
metodología exacta para cada tipo de refuerzo y geometría. En la formulación descrita por las
normativas no se tienen en cuenta los efectos producidos resistencia pasiva. Las aberturas en las
bandas pueden generar un aumento de la resistencia a la extracción debido a la posible
incrustación de los granos más grandes en las oquedades y aumentar la resistencia.
Por lo que obtienen resultados excesivamente conservadores tanto en la AASHTO como la NF,
por lo que se recomienda realizar un ensayo de extracción in situ para cada tipología de refuerzo
a diversas cotas de confinamiento. Aun así se recomienda realizar ensayos a otras cotas para
observar el efecto de las diferentes tipologias a mas cotas de profundidad.
III.4. Propuesta de mejora del modelo teórico
Como se ha podido observar en la comparativa de normativas, la ecuación que se propone para
describir la resistencia de los refuerzos poliméricos frente a la extracción es muy plausible y nos
propone soluciones competitivas y seguras. Aun así, hay diversos factores que no se tienen en
cuenta dentro del modelo teórico. Como puede observarse en el apartado anterior, la ecuación
propuesta es función del área de la banda en contacto con el terreno, del confinamiento vertical
aplicado y el ángulo de fricción entre el terreno y el refuerzo. Estos factores son totalmente
determinantes, pero hay otras variables que no se tiene en cuenta y cobran una gran importancia
como puede ser la disposición de aberturas y el tamaño de estas. La incrustación de las gravas
dentro de las aberturas propone un aumento de la resistencia al arranque, con lo que podría ser
una variable digna de consideración para próximos planteamientos de modelos teóricos de
comportamiento.
0
1
2
3
4
5
6
7
8
0 0.2 0.4 0.6
Pro
fun
did
ad (
m)
Factor de rozamiento μ*(z)
Liso 7mabertura grande 7mabertura pequeña 7mabertura pequeña 3mabertura grande 3mliso 3m
72
IV. CONCLUSIONES Y TRABAJOS FUTUROS
En el presente trabajo se ha podido describir de manera exhaustiva la metodología, el
procedimiento y el desarrollo de ocho ensayos de extracción de bandas poliméricas bajo varios
niveles de confinamiento. A demás, para ampliar más el estudio, se realizó también un ensayo de
corte directo con el que se pretendía estudiar el cambio del ángulo de rozamiento entre suelo-
refuerzo en arenas con una gravilla menor a 6 mm. Toda la metodología descrita a lo largo del
estudio ha sido realizada y respalda por normativas actuales con vigencia internacional, ya sea la
AASHTO 2014, La UN-UNE-EN 13738 o la ASTM D6706.
Como bien hemos indicado con anterioridad, los resultados obtenidos por el ensayo a
arrancamiento nos muestran un comportamiento más resistente a mayor cota de profundidad,
debido al confinamiento generado por las presiones del terreno situado por encima del refuerzo.
Pero debe remarcarse que este aumento de resistencia es debido mayoritariamente a la fricción
del terreno. Por otra parte, también se ha podido observar que los refuerzos con aberturas
presentan un aumento de la resistencia al arrancamiento, sobre todo a bajo confinamiento debido
a los efectos de la resistencia pasiva. Además, se ha analizado que existe una tendencia al aumento
del efecto de la extensibilidad del refuerzo a menor cota de profundidad, es decir, que exista una
distancia menor entre el desplazamiento de la boquilla del cajón de extracción y la cola del
refuerzo. La existencia de aberturas genera un aumento de la extensibilidad debido al embebido
de los granos entre los huecos del refuerzo. Por lo se observa que un incremento de aberturas del
refuerzo generará un aumento de su resistencia pasiva. Situación que hemos podido experimentar
en los ensayos de refuerzos con aberturas pequeñas, las cuales han ofrecido un excelente
comportamiento frente a esfuerzos de extracción.
El ensayo de corte directo realizado sobre nuestro terreno ha descrito un gran un comportamiento
frente al efecto del corte. El terreno ha presentado ángulos de rozamiento internos superiores a
40º, por lo que clarifica la idoneidad del terreno empleado.
Por otra parte, también hemos podido calcular y comparar los parámetros vinculantes, como el
factor de rozamiento, de la ecuación de extracción propuestos por la AASHTO y la NF. De lo que
hemos podido deducir que los valores propuestos por las normas están subestimados ya que no se
consideran la geometría de los geotextiles, por lo que factores como la resistencia pasiva no se
tienen en cuenta durante el cálculo. Por lo que se propone la realización de ensayos y el cálculo
de dicho factor para cada caso en concreto.
Actualmente, existe una gran bibliografía sobre los ensayos de arrancamiento de refuerzos ya no
solo de barras metálicas y bandas poliméricas, sino también de otras metodologías y materiales
de refuerzo como las mallas geosintéticas o las geomallas. Aun así, es un campo con mucho que
descubrir y analizar. Una mayor compresión de los materiales de refuerzo puede suponer una
mejora tanto técnica como económica de los procesos constructivos de los muros de suelo
reforzado. Por lo que se plantea una continuidad en estudios de materiales para el refuerzo de
terrenos. Entre ello se podrían realizar más ensayos analizando el comportamiento a mas a cotas
de profundidad. Entre otras medidas podría realizarse variaciones en la geometría del refuerzo,
cambiado la tipología de las bandas por mallas, y variando el tamaño de las aberturas.
73
V. REFERENCIAS BIBLIOGRAFICAS
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(ETSECCPB), Universitat Politècnica de Catalunya (UPC-BarcelonaTech).
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strip footing in reinforced granular bed over soft non-homogeneous ground stabilized with
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Zhenggui Wang; Werner Richwien “A study of soil-reinforcement interface Friction”. Journal of
Geotechnical and Geoenvironmental Engineering. January 2002.
75
VI. ANEJOS
Gráfica A.1. Resultados del esfuerzo de extracción respecto al desplazamiento de los refuerzos
poliméricos lisos en el cabezal para 𝒛 = 𝟑 𝒚 𝟕 𝒎 de confinamiento.
Gráfica A.2 Resultados del esfuerzo de extracción respecto al desplazamiento de los refuerzos
poliméricos con aberturas grandes en el cabezal para 𝒛 = 𝟑 𝒚 𝟕 𝒎 de confinamiento
0
5
10
15
20
0 10 20 30 40
Fue
rza
de
ext
racc
ión
(kN
)
Desplazamiento (mm)
Polimerico Liso_3m
Polimerico Liso_7m
0
5
10
15
20
0 10 20 30 40
Fue
rza
de
ext
racc
ión
(kN
)
Desplazamiento (mm)
Polimérico aberturas grandes_7
Polimérico abertura grandes_3m
76
Gráfica A.3 Resultados del esfuerzo de extracción respecto al desplazamiento de los refuerzos
poliméricos con aberturas pequeñas en el cabezal para 𝒛 = 𝟑 𝒚 𝟕 𝒎 de confinamiento
Gráfica A.4. Comparativa de los resultados del esfuerzo de extracción respecto al
desplazamiento de los refuerzos poliméricos lisos tanto en el cabezal como la cola para 𝒛 = 𝟕 𝒎
de confinamiento.
0
5
10
15
20
0 10 20 30 40
Fue
rza
de
ext
racc
ión
(kN
)
Desplazamiento (mm)
Polimérico abertura pequeña_7m
Polimérico abertura pequeña_3m
0
5
10
15
20
0 10 20 30 40
fue
rza
de
ext
racc
ión
(kN
)
Desplazamiento (mm)
liso 7m cabezal
liso 7m cola
77
Gráfica A.4. Extensibilidad del refuerzo polimérico liso bajo un confinamiento de 7m
Gráfica A.5 Comparativa de los resultados del esfuerzo de extracción respecto al desplazamiento
de los refuerzos poliméricos con aberturas grandes tanto en el cabezal como la cola para 𝒛 =𝟕 𝒎 de confinamiento.
0
10
20
30
40
50
60
70
0 10 20 30 40 50 60 70
De
spla
zam
ien
to c
ola
(m
m)
Desplazamiento en el cabezal (mm)
0
5
10
15
20
0 10 20 30 40
Fue
rza
de
ext
racc
ión
(kN
)
Desplazamiento cabezal (mm)
abertura grande 7m cola
abertura pequeña 7m cabezal
78
Gráfica A.6. Efecto de la extensibilidad del refuerzo polimérico con aberturas grandes bajo un
confinamiento de 7m
Gráfica A.7 Comparativa de los resultados del esfuerzo de extracción respecto al desplazamiento
de los refuerzos poliméricos con aberturas pequeñas tanto en el cabezal como la cola para 𝒛 =𝟕 𝒎 de confinamiento.
0
10
20
30
40
50
60
70
0 10 20 30 40 50 60 70
De
spla
zam
ien
to C
ola
(m
m)
Desplazamiento cabezal (mm)
0
5
10
15
20
0 10 20 30 40
Pu
llin
g fo
rce
(kN
)
Desplazamiento (mm)
abertura peq 7m cola
abertura peq 7m cabezal
79
Gráfica A.8. Efecto de la extensibilidad del refuerzo polimérico con aberturas pequeñas bajo un
confinamiento de 7m
Gráfica A.9. Comparativa de los resultados del esfuerzo de extracción respecto al desplazamiento
de los refuerzos poliméricos lisos tanto en el cabezal como la cola para 𝒛 = 𝟑 𝒎 de
confinamiento.
0
10
20
30
40
50
60
70
0 10 20 30 40 50 60 70
De
spla
zam
ien
to c
ola
(m
m)
Desplazamiento frontal (mm)
0
5
10
15
20
0 10 20 30 40
Fue
rza
de
ext
racc
ión
(kN
)
Desplazamiento (mm)
Liso 3m cola
Liso 3m cabezal
80
Gráfica A.10. Efecto de la extensibilidad del refuerzo polimérico liso bajo un confinamiento de
3m
Gráfica A.11. Comparativa de los resultados del esfuerzo de extracción respecto al
desplazamiento de los refuerzos poliméricos con abertura pequeña tanto en el cabezal como la
cola para 𝒛 = 𝟑 𝒎 de confinamiento.
0
10
20
30
40
50
60
70
0 10 20 30 40 50 60 70
De
spla
zam
ien
to C
ola
(m
m)
Desplazamiento cabezal (mm)
0
5
10
15
20
0 10 20 30 40
Fue
rza
de
ext
racc
ión
(kN
)
Displazamiento (mm)
abertura pequeña 3m cola
abertura pequeña 3m cabezal
81
Gráfica A.12. Efecto de la extensibilidad del refuerzo polimérico con abertura pequeña bajo un
confinamiento de 3m
Gráfica A.13. Comparativa de los resultados del esfuerzo de extracción respecto al
desplazamiento de los refuerzos poliméricos con abertura grande tanto en el cabezal como la
cola para 𝒛 = 𝟑 𝒎 de confinamiento.
0
10
20
30
40
50
60
70
0 10 20 30 40 50 60 70
Dis
pla
zam
ien
to c
ola
(m
m)
Desplazamiento Cabezal (mm)
0
5
10
15
20
0 10 20 30 40
Pu
llin
g fo
rce
(kN
)
Desplazamiento (mm)
abertura grande 3m cola
abertura grande 3m cabezal
82
Gráfica A.14. Efecto de la extensibilidad del refuerzo polimérico con abertura pequeña bajo un
confinamiento de 3m
Gráfica A.15. Respuesta de las células de presión frente a la presión de tierras verticales en los
refuerzos poliméricos lisos bajo 𝟕𝒎 de profundidad.
0
10
20
30
40
50
60
70
0 20 40 60
De
spla
zam
ien
to c
ola
(m
m)
Desplacement cabezal (mm)
0
20
40
60
80
100
120
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
Pre
sió
n d
e ti
erra
s (k
Pa)
Desplazamiento (mm)
cell 1 cell 2 cell 3
83
Gráfica A.16. Respuesta de la célula 2 de presión, nivel intermedio, de los tres tipos de refuerzo
bajo los 𝟑𝒎 de profundidad.
0
20
40
60
80
100
120
0 10 20 30 40
Pre
sió
n d
e ti
erra
s (k
Pa)
Desplazamiento (mm)
cell 1 cell 2 cell 3
84