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INTERPRETACION, CORRELACIONES Y LIMITACIONES DEL ENSAYOSDMT EN UN TERRENO ARCILLOSO SOBRECONSOLIDADOJuan-Alfonso Carcolé Galea1Juan Mestre Morales2Palabras clave:SDMTResumenCPTUSe han realizado tres ensayos SDMT en una arcillasobreconsolidada de estructura anisótropa y se lacioneslaboratorioalosparaparámetrosgeotécnicos de este tipo de suelos.12Corresponding author: igps@igps.cat. IGPS, s.l. Sant Sadurní d’Anoia, Barcelona, España.Corresponding author: igps@igps.com.mx. IGPS-MEX. Triunfo de la Republica. 110 Oaxaca. México.
1INTRODUCCIONResulta razonable preguntarse la idoneidad de cada tipología de ensayo en virtud al tipode terreno en el que este se realice. La duda se acrecienta cuando se va a hacer uso delas correlaciones habitualmente utilizadas en geotecnia, si estas no pueden contrastarsecon ensayos de laboratorio que las validen en cada campaña geotécnica.Con el transcurso de los años, muchas de las correlaciones utilizadas con equiposSDMT y CPTU se han ido contrastando como muy fiables en terrenos jóvenes yNormalmente Consolidados (NC), pero del mismo modo se ha ido comprobando lasdificultades para aplicarlas en terrenos Sobre consolidados (SC), dilatantes, cementadosy con estructuras anisótropas. Especialmente frente a esta última característica latipología del ensayo escogido se puede ver muy afectada en sus resultados frente a laaplicación de las correlaciones habituales.1
2TERRENO EN EL QUE SE HAN REALIZADO LOS ENSAYOSLa geología en la que se realizaron los ensayos analizados en el presente Artículo sonarcillas terciarias del norte de Europa (en la población de Raciborz, Polonia). Se trata deunas arcillas marinas que han sufrido toda una serie de fenómenos de envejecimiento yalteración por acción de las glaciaciones, erosiones, cambios de quimismo de las aguas,etc, que han producido finalmente unas arcillas grises, laminadas, sobreconsolidadas. Lafigura nº1 muestra el aspecto del terreno en el que se han hecho los ensayos.Figura. 1. Aspecto de las arcillas Terciarias de Raciborz, Polonia.La figura nº2 muestra la gráfica de Casagrande del terreno que este se identifica comoarcillas de alta plasticidad tipo CH.CARTA DE PLASTICIDAD60Índice 60708090100Límite líquidoFigura. 2. Carta de plasticidad de Casagrande.2
La figura nº3 muestra la gráfica de los parámetros más característicos obtenidas en ellaboratorio, de la identificación del material respecto a su profundidad. Puede versecomo el terreno es marcadamente similar en cuanto a sus parámetros. La poblacióndominante son los finos (aproximadamente el 90%) y la fracción arcilla que llega al 3050%. La humedad está cerca del Límite Plástico por lo que los índices de fluidez estánen torno a cero; por este motivo pese a unos índices de poros elevados (0,8-1), elmaterial tiene una consistencia rígida (Su 150-200 kPa).LÍMITES DE ATTERBERG vs HUMEDAD NATURALPOBLACION DE LIMOS Y WPw naturalÍNDICE DE 5140densidad natural γndensidad seca γdcomprobacion DRAGADOScomprobacion DRAGADOS1401,000,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,01800,752,40,502,2-0,502,0180-0,751,8INDICE DE FLUIDEZ (IL)-1,001,6140180170Cota (m) snm1,4% finos (0,05 mm)% arcilla 2 μCota (m) snmCota (m) 0,0010 20 30 40 50 60 70 80 90 100Cota (m) snm10 20 30 40 50 60 70 80 90 100Cota (m) snmCota (m) snm0160150140Figura. 3. Resultado ensayos de caracterización de las Arcillas Terciarias.3
El cuadro nº1 recoge las características de los ensayos de identificación, a modo deparámetros promedios, del terreno en el que se han hecho los ensayos:Lw %Lp %Ip %arenalimoIL %Ac32538522μ40w 1,515% 13 %Lw límite líquido; Lp Límite plástico; Ip% Índice de Plasticidad; 2µ porcentaje de partículas inferior a 2micras; IL índice de fluidez; Ac actividad de la arcilla; eo índice de poros inicial; n porosidad; γs pesoespecífico de las partículas sólidas; γn peso específico natural; γd peso específico sólido; Sr Grado desaturación; Mo materia orgáncia en %; CaCO3 contenido en carbonato cálcico en %.Cuadro 1. Resumen de los parámetros identificativos de las arcillas Terciariasanalizadas.El cuadro nº2 recoge los parámetros de resistencia característicos del terreno, en virtuda los ensayos triaxiales con medición de onda transversal (Vs) realizados.Ip 2micras φc53% 50% 21,5º 0Eu TDPr ef 50 100% kPa E ' TDPr ef 50 100%kPa15 MPa10 MPadef 0,5%def 0,5-1,25%KVs (100 kPa) Go (100 kPa) G (TD 50) (100 kPa)1 a 1,5 160-175 m/seg 50-60 MPa5 MPadef 0,5%φ ángulo de rozamiento; C’ cohesión; EuTD 50%Pref 100 módulo secante correspondiente a la mitad de la tensióndesviadora máxima en el ensayo Triaxial consolidado no drenado, a la presión isótropa de referencia de 100 kPa;E’TD 50%Pref 100 módulo secante correspondiente a la mitad de la tensión desviadora máxima en el ensayo Triaxialconsolidado drenado, a la presión isótropa de referencia de 100 kPa; K coeficiente de empuje lateral al reposo;Vs velocidad de ondas transversales; Go Módulo transversal; G(TD 50)(100kPa) Módulo de rigidez transversalcorrespondiente a la mitad de la tensión desviadora máxima. def deformación axial en ensayo triaxial.Cuadro 2. Resumen de los resultados de los ensayos triaxiales con medición de ondatransversal.4
El cuadro nº3 muestra las conclusiones de 6 ensayos edométricos realizados en elterreno y las interpretaciones de P’o y del OCR según los métodos de Janbu y deCasagrande.muestraeoP'o (kPa)JambuODW-4 (6,0-6,6 m)ODW-5 (18,0-18,6 m)ODW-8 (4,5-5,1 m)ODW-12 (7,0-7,6 m)ODW-13 (6,0-6,6 m)madrid (10,6 m)0,870,900,870,970,850,82625750650500625870M (P'o)m (modulusJambu P'o (kPa)casagrande(MPa)9001000100010009001000M e8,63,911,06,07,47,111,14,315,810,19,67,5Cuadro 3. Interpretación de Módulos Edométricos (M), presiones de preconsolidación (P’o) yGrado de Sobre Consolidación (OCR).Para completar la caracterización edométrica y establecer la relación entre el módulohorizontal del terreno y el vertical (MH/MV) se tomó varias pastillas de una mismamuestra puestas en el edómetro en posición normal (MV) y otras talladas rotándolas 90ºrespecto a la posición normal (MH), se observó que el módulo edométrico horizontalera unas dos veces mayor que el vertical en el punto bajo de la “V” del critrio de Janbu63; por lo que diferencia es clara y aproximadamente cuantificable en cuanto a larelación de módulos de deformación. El cuadro nº4 muestra los parámetros dedeformación del terreno, en virtud a los ensayos edométricos realizados. Todos losparámetros son de las muestras en vertical, menos la relación entre módulos.Mv (MPa) MH/MV21,52Cc0,098Cc/1 eo m0,494eo21 0,88cv (m2/seg) k (m/seg)1,40E-071,00E-10Mv Módulo edométrico vertical en escalón de carga correspondiente a la P’o; P’o presión de preconsolidacion;Cc índice de compresión; eo índice de poros; m modulus number; Cv coeficiente de consolidación;K permeabilidad.Cuadro 4. Resumen de los resultados de los ensayos edometricos realizados en elterreno.5
3ENSAYOS SDMT (DILATÓMETRO SÍSMICO) Introducción al método de ensayoSe realizaron tres ensayos de tipo dilatómetro sísmico que incorpora al dilatómetroplano convencional “Marchetti” sensores sísmicos para medición de onda de corte (Vs).La paleta plana se introduce en el terreno a presión y se detiene cada 20 cm para realizarel hinchado de la membrana y obtener dos lecturas, A presión necesaria para comenzara mover la membrana y lectura B presión requerida para haber introducido 1,1 mm enel terreno. A estas lecturas se hacen correcciones (por calibraciones) obteniendo laspresiones que se utilizarán para la interpretación del ensayo. La figura nº4 muestra elesquema del equipo de ensayo. Las lecturas obtenidas son Po y P1.Po A calibraciónP1 B calibraciónEmisorDe onda15 mmgeofonoPoP1paleta1,1 mm95 mmFigura. 4. Esquema ensayo SDMT.6
A partir de estos valores se establecen los parámetros que serán luego utilizados entodas las correlaciones de este tipo de ensayo que son:ID “Material índex”: I D P1 P0 (suele correlacionarse al tipo de suelo)P0 u 0KD “horizontal stress Index”: K D P0 ' u 0 (suele correlacionarse al OCR y Ko)σ voED Módulo Dilatométrico: ED 34,7* P (es teoría de la elasticidad de este ensayo, nose debe tomar como un módulo de deformación del terreno)Estos parámetros suelen llevar a buenas correlaciones en materiales Normalmenteconsolidados. Por ejemplo para correlacionar el OCR y los módulos de deformación sesuele utilizar:OCRDMT (0,5*KD)1,56//MDMT RM*ED (RM es función de ID)Hay que notar que el ensayo se realiza en dirección horizontal (la paleta es vertical y lamembrana se mueve en dirección horizontal). Por lo que estas formulaciones puedenfallar cuando el terreno Sobreconsolidado, cementado o con estructura anisótropa, si sebusca el comportamiento “vertical” del terreno.Como se desprende de las formulaciones de ID y KD, la posición del nivel freático seráun elemento a tener en cuenta para la correcta interpretación del ensayo. No obstante enterrenos sobre-consolidados en los que Po y P1 tienen valores altos, en la determinaciónde la “ID” tendrá poca influencia un error en su posicionamiento. No es así en ladeterminación de la “KD” donde además de la presión hidrostática “uo” influye tambiénel hecho de considerar el terreno en tensiones efectivas, por lo que podría haber más deun 100% de error en la determinación de este parámetro.7
La figura nº5 muestra los valores de ID (índice del terreno), KD (índice de reacciónhorizontal) y ED (Módulo dilatométrico horizontal) en los tres ensayos realizados en elterreno estudiado.ID [-]0,11,0K D [-]10,01,0174173172171170169168167166S D MT 1S D MT 2165S D MT 67166165S D MT 1S D MT 2S D MT 3164163162161160159158157156155E D [MP a]10E D /ID [-]1,0100c ota m (s nm)c ota m (s 61160159158157156155100,0176175174c ota m (s nm)c ota m [ms n]17617510,0S D MT 1S D MT 2S D MT 6015915815715615510,0100,0S DMT 1S DMT 2S DMT 3Figura. 5. Gráficas valores ID, KD, ED obtenidos en los ensayos de dilatómetro realizadoen Raciborz.8
Resulta evidente que los valores de terreno “ID” se sitúan por encima de 0,6 entre lascotas 175m y 165m y entre 0,5-0,6 por debajo de 165m. Para Marchetti 1980 esocorrespondería a Limos arcillosos en la parte superior y a arcillas en la inferior (lasarcillas están entre 0,1 y 0,6). La “KD” evoluciona con la profundidad desde valoressuperiores a 10 hasta valores de 4, 6 y 8 en profundidad según el ensayo. Estos valoresson siempre ampliamente superiores a “Ko” debido a los efectos de penetración de lapaleta. En principio simplemente sirven para ver que su valor es superior a 2 rofundidaddemaneraaproximadamente lineal a partir de la cota 168 m, por lo que se espera que el OCR tengala misma tendencia. “ED” se sitúa entre 15 y 30 MPa. Los valores ED/ID 30 son propiosde suelos rígidos.Finalmente hay que hacer mención al detalle de que el SDMT-2 se observasensiblemente diferente a los otros dos a partir de los 166m snm, en otros ensayoshechos en la zona, como CPTU’s, eso también ocurrió.La figura nº6 muestra la gráfica de Marchetti y Crapps 1981 para determinar densidady tipo de suelos. Los valores de densidad que identifica 1,95-2,1gr/cm3 a lo que hay querestar 0,1 (por Ip 50%), es decir 1,85-2,0 gr/cm3 son aproximadamente coincidentescon lo obtenido en el laboratorio (figura nº3). No obstante el tipo de material loidentifica como “silty clay” to “clayey silt” lo que para una arcilla CH no parececorrecto. Es posible que debido a la resistencia de las láminas estructurales horizontalesde la arcilla que originan en los ensayos de laboratorio valores de módulo edométricohorizontal dos veces más altos que los verticales, los valores de “ID” y “ED” seansuperiores a los “necesarios” para que el material se clasificara bien en esta gráfica.9
S O IL D E S C R IP T ION an d E S T IMA T E D 0ED (bar)2,11,91,952,051001,81,91,71,8S DMT31,7S DMT1S DMT21,61,71,61,80,330,60,81,23,31,8MUD or PEATif PI 50, reduce γ by 0,110,11,010,0IDFigura. 6. Gráficas de correlación al tipo y densidad de suelo Marchetti y Crapps 1981.La figura nº7 muestra la estimación del OCR según la correlación de Marcheti 1980 ylos resultados obtenidos en los ensayos de laboratorio en muestras ensayadas enposición vertical. Resulta evidente que los valores correlacionados son en excesoelevados, hecho que también atribuimos a la anisotropía de la estructura del terreno.O C R (0,5*ID ) 7166165164163162161160159158157156155S D MT 1S D MT 2S D MT 3J anbuc as agrandeFigura. 7. Gráficas de correlación al OCR Marchetti 1980.10
Correlación con módulos edométricosPara determinar el módulo edométrico se suele hacer uso de la formulación empírica deMarchetti 1980, ratificada por Lacasse 1986, donde se propone:MDMT RM*EDCuadro 5. Determinación de RM.RM suele estar entre 1 y 3, en este caso se ha obtenido un valor promedio de 2,52.La figura nº8 muestra los módulos obtenidos a partir de la correlación de Marchetti, asícomo los valores reales resultantes de los ensayos edométricos “verticales” hechos enlas muestras inalteradas del terreno interpretando el valor del módulo edométrico acordea las consideraciones de Janbu y Casagrande. La figura central muestra que el ajuste sepodría obtener dividiendo el resultado de la correlación habitual del SDMT por 2 (conRM 1,26 y no 2,52), acorde al criterio de relación entre módulos que se observa en losensayos de laboratorio. Se observa que así sí coincidirían los módulos horizontales delos dilatómetros y verticales de los edométros. La figura de la derecha muestra el valordel Sumatorio de los módulos establecidos en la figura izquierda. Con esta gráfica seestablece una correlación a la presión de sobreconsolidacion, tomada como aquella en laque las gráficas se vuelven rectas. Los valores se sitúan entre 1000 y 2000 kPa, por loque son también superiores a los que se establecieron con los edómetros (cuadro nº3).11
M marc hetti (MP a)M marc hetti/2 (MP a)0203040506070 M (kP a)809010010S DMT 1167S DMT 2166S DMT 3165cas agrande164163162161160159c o ta m (s n m )168S DMT 1167166S DMT 2S DMT 3165cas agrande164J anbuJ anbuc o ta s m (s n m 1760176175169c o ta m (s n m )10176S DMT 1S DMT 2S DMT 55155156100001661621571000167163158100155Figura. 8. Gráficas valores de correlación de MDMT vs ED y del ΣM vs P’o.12
Correlación con la resistencia al corte No Drenada “Su”.La resistencia al corte no drenada se identifica según la ecuación de Marchetti (1980)donde:Su 0,22 * σ vo' * (0,5 * K D )1, 25La figura nº9 muestra la correlación más o menos satisfactoria entre la fórmulapropuesta y los resultados de resistencia al corte no drenado (Su) obtenidos con losensayos triaxiales Consolidados No Drenados.500450400350300250200150100500S u (kP a)176175174173172171170c ota m (s nm)169168167166165164163162S D MT 2S D MT 1S D MT 3Tr C U161160159158157156155Figura. 9. Gráfica valores de correlación de KD vs Su.13
Correlación con el Índice de Fluidez “IL”.Se ha establecido una correlación al índice de fluidez en este artículo haciendo usos delos resultados de los ensayos de laboratorio (figura nº3), y por lo tanto válido en elsuelo aquí analizado, pero que no es extrapolable a otros depósitos cohesivos de historiageológica que no sea similar, acorde a: IL 1,1 0,78 * log ED I D 0, 7510,750,50,250-0,25-0,5-0,75-1IND IC E DE F L UIDE Z (IL )175173171C ota (m) s nm169167165163161S D MT 1S D MT 2159S D MT 3157155Figura. 10. Correlación del valor de índice de fluidez con respecto a los ensayos delaboratorio.14
Determinación del Módulo Transversal Máximo “Go”.La determinación del módulo transversal máximo se realiza a partir de la velocidadsísmica de cizalla tomada como se describe en la figura nº4, y se establece acorde aGo ρ*Vs2, donde ρ γ/g (peso propio del terreno partido por gravedad). La figura nº11muestra el resultado de velocidades obtenido y la valoración de Go.V s [m/s ]50100150200250300175175173173171171169169c ota m (s nm)c ota m (s mn)0G s [MP a]0167165150200250300S DMT 116516316116115915915510016716315750S DMT 2S DMT 3157S DMT 1S DMT 2S DMT 3155Figura. 11. Resultado medición de ondas transversales Vs y valoración de Go.La figura nº12 muestra el contraste entre estos resultados y los de los ensayosrealizados en el laboratorio con muestras inalteradas utilizando “Bender Elements” paramedir la Vs.Figura. 12. Contraste del SDMT con los ensayos de laboratorio.15
La correlación entre los valores del SDMT y los obtenidos en el laboratorio se observamuy satisfactoria con todo y que, como es habitual, los valores de laboratorio son algoinferiores a los de campo debido entre otros hechos al proceso de obtención, altransporte y a la manipulación de las muestras.Se ha establecido la correlación a la densidad natural desde la velocidad sísmicahaciendo uso de la ecuación de Mayne-Rix 95 y se ha graficado en la figura nº13 sobrelos resultados que se obtuvo en el laboratorio con las muestras inalteradas. Del mismomodo se ha graficado el valor de índice de poros (eo) y peso seco (γd) que saldríadirectamente de haber establecido el peso natural (γn), fijando el peso de las partículassólidas en 26 KN/m3:γ n 6,965 *VS0, 227eo (σ )' 0, 057voγ s γγ γ w1,21,41,61,8γ(1 e0 )ÍNDIC E DE P OR OSeoDE NS IDADE S(g r/c m3)1,0γd 2,02,20,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,02,4176177174175172173170171C ota (m) s nmC ota (m) s dens idad natural γndens idad s eca γdS D MT -1S D MT 3S D MT 2157155eoS D MT 2S D MT 3S D MT -1Figura. 13. Correlación de la Vs al peso natural (γ) al peso seco (γd) y al índice deporos (eo).16
Aunque no se ha graficado por claridad, el resultado ha sido casi idéntico al que ofrecela ecuación de Mayne et alt 2009:γn (KN/m3) 8,68*log(Vs)-1.18log(z)-0,5317
Nuevas correlaciones a la resistencia al corte no drenada “Su”.Al margen de la correlación habitual de Marchetti a la resistencia al corte nodrenada (figura nº9) se puede establecer correlación con la velocidad sísmica Vs,así como con el índice de fluidez. Frente a la primera existe una correlaciónestablecida por Levesques et alt 2007 que se ha mostrado muy coincidente con lavaloración de Marchetti. Respecto a la segunda hemos obtenido una expresión quemuestre un buen ajuste a los datos del presente estudio. La figura nº14 muestra elresultado de las tres correlaciones en el ensayo SDMT-1.Marchetti Su 0,22 * σ vo' * (0,5 * K D )1, 25 (kPa)Levesques Su Vs 7,93 1, 59(kPa)Carcolé-Mestre Su 200 * e 4* IF (kPa)S D MT -1S u (kP a)050 100 150 200 250 300 350 400 1160159158157156tfu 0,22*s 'vo*(0,5*K D ) 1,25155200e(-4*IL )S u (Vs Maine)Figura. 14. Correlación de la Vs, IL y KD, a la resistencia al corte no drenada “Su”.18
Del mismo modo se ha hallado una correlación entre la resistencia al corte no drenada yla Vs.Carcolé-Mestre Vs 12 * Su 0,55V s [m/s ]0100200300024S D MT1profundidad (m)12*S u 0,5568101214161820Figura. 15. Correlación a la velocidad sísmica desde la resistencia al corte no drenada.19
determinación del Coeficiente de Empuje Lateral “K”.La figura nº16 muestra en la parte derecha la correlación entre los valores decoeficiente de empuje lateral del terreno (Ko) que se han interpretado con los ensayostriaxiales y CPTU realizados en el terreno, y la regresión establecida con la KD,estableciendo la correlación:Kreal 0,4*KD0,5La figura nº16 izquierda muestra el resultado de coeficiente de empuje lateral delterreno (Ko) que se correlacionaría desde los ensayos SDMT, haciendo uso de estacorrelación 910kD0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10111213141516171819200,00,5K0cota (m snm)01,0K 0,4033xKD0,50831,52,0SDMT-3SDMT-2SDMT-1Figura. 16. Gráfica de las valoraciones entre KD y K.Estos valores son absolutamente distintos a los que se obtendría con la ecuación deMarchetti-80 donde Ko (KD/1.5)0.47-0.6 (de buen comportamiento en suelos NC).20
4CONCLUSIONESEl terreno en el que se han realizado los ensayos tiene una anisotropía estructural muymarcada debido a la presencia de un intercapeado de niveles algo arenosos con indiciosde cementación entre niveles de arcillas muy plásticas e incluso de niveles con materiaorgánica, esta estructura de “sándwich” hace que la resistencia lateral del terreno seasuperior a la vertical.En geotecnia pueden ser necesario conocer las características “en vertical” del terreno(asentamientos de zapatas, terraplenes, etc), o bien las características “en horizontal”(hastiales de túneles, muros, etc). El dilatómetro plano de Marchetti realiza los ensayosen sentido horizontal y por ello en este tipo de terrenos se plantean una serie delimitaciones y ventajas.Se ha observado que las correlaciones a los valores de sobreconsolidacion (OCR) y lasestimaciones de las presiones de sobreconsolidacion (P’o), quedan “enmascaradas” poresta rigidez horizontal y no se pueden aceptar.La clasificación de tipo de suelos tampoco ha resultado satisfactoria y no se puedeaceptar.La evaluación del coeficiente de empuje lateral con las ecuaciones habituales no sepuede aceptar (en este caso hemos establecido una correlación ajustada a este terreno enconcreto).21
La evaluación del módulo edométrico horizontal sí ha resultado satisfactoria, pero sinensayos de laboratorio no se puede establecer su correlación a los valores verticales.Las resistencias al corte no drenadas se establecen de manera aproximadamentesatisfactoria.Las correlaciones desde la Velocidad sísmica de corte (Vs) no parecen verseinfluenciadas por la anisotropia del terreno, pudiéndose establecer aceptablemente γn,eo, γd y las correcciones a Su.En resumen en este tipo de terrenos que no responden a un comportamiento de sueloNormalmente Consolidado, con reacciones de empujes horizontales del tipo Ko 1senφ, y módulos edométricos iguales en la vertical que en la horizontal, lascorrelaciones usualmente utilizadas no serán fiables y se deberán de establecer en cadacaso particular.22
BIBLIOGRAFIA Carcolé J.A. (2016) Analisis geotecnico de arcillas de alta plasticidad(terciarion norte de europa)-ensayos de laboratorio. Edición digitaligps@igps.mex Casagrande A. 1936 The determination of pre consolidation load and itspractical significance. Graduate school of Engineering, Harvard University,Cambridge, Mass. Vol 3, pp 60-64. Jamiolkowski, M. (2014). Soil mechanics and the observational method:challenges at the Zelazny Most copper tailings disposal facility. Geotechnique64, No. 8, 590–619. Janbu, N. (1963) Soil compressibility as determined by Oedometer and triaxialtest. European conference on soil mechanics and foundation engineering, vol 1,Pág 19-25, weisbaden, Alemania. Kaczýnski, R. Long-term stability of Tertiary clay slopes in the PolishCarpathian Foredeep 2004. en: Advances in geotechnical engineering: TheSkempton conference, pp 834-841, Thomas Telford, r. (Conference article). Kaczyński R.R. Formation of engineering properties of soils during geologicalhistory. Geologija. Vilnius. 2008. Vol.50. Supplement. P. S4-S-10. ISSN 1392110X. Kaczyński R.R. (2003) Overconsolidation and microstructures in Neogene claysfrom the Warsaw area. Geol. Quart 47 (1):43-54. Warszawa Ladd,C.C, Foott, R. (1974). New Desing Procedure for Stability of Soft Clays.Journal of Geotechnical Engineering 100 (GT7), pp 763-78623
Lee Kaufmann, K. (2010). Strength and Deformation Properties of TertiaryClay at Moesgarrd Museum and FE Ivestigations on the Interaction between aPile and Swelling Clay. Master’s Thesis. Faculties of Engineering, Science andMedicine, Aalborg University, Denmark. Levesques, C.L.; Locat, J; Lerouiel, S. (2007). Characterizacion of post glacialsediments of the Saguenay Fjord, Quebec. Characterizacion and engineeringproperties of natural soils, vol 4, Taylor&Francis Group, London 2645-2677. Long, M. Donohue, S.(2007). In situ shear wave velocity from masw surfacewaves at Norwegian soft clay sites. Studia Geotechnica et Mechanica, Vol.XXIX, No. 1–2. Mayne-Rix (1995). Gmax-qc relationships for clays, Geotechnical TestingJournal, ASTM, 16 (1), pp. 54-60. Marchetti, S. (1975). A new in situ Test for the Measurement of horizontal SoilDeformability. Proc. Conf. on In Situ Measurements of soil Properties, ASCESepec. Conf. Raleigh, V 2. Marchetti, S.; Monaco P; Totani G.; Calabrese M (2001). The flat dilatometertest (DMT) in soil investigations. ISSMGE Committee TC16 Proceedings INSITU 2001, Intnl. Conf. On In situMeasurement of soil propierties, Bali,Indonesia. Raj, R. (2007). Evaluation of consolidation parameters of cohesive soils usingPCPT method. Thesis. Louisiana State University and Agricultural andMechanical College. Satoshi Nishimura (2005) Laboratory study on anisotropy of natural Londonclay. Ediciones de Doctorado Department of Civil and EnvironmentalEngineering. Imperial College London.24
Sobolewski, M. (2006).The evaluation of Pliocene clays consistency state withusing of flat dilatometer test. Electronic Journal of Polish AgriculturalUniversities. Disponible en l Sung-Woo Moon; Taeseo Ku (2016). Development of global correlation modelsbetween in situ stress-normalized shear wave velocity and soil unit weight forplastic soils. Can Geotech J. 53:1600-1611. Tavenas F.; Leroueil S. (1977) Effects of stresses and time on yielding of clays.9th ICSMFE, Tokyo, Vol 1, pp. 319-326. Tavenas F.; Leroueil S.; La Rochelle P.; Roy M. (1978) Creep behaviour of anundisturbed lightly overconsolidated clay. Canadian Geotechnical Journal, Vol.15(3), pp. 402-423. Tavenas F.; Brucy M.; Magnan J.P.; La Rochelle P.; Roy M. (1979) Analysecritique de la tehorie de consolidation unedimensionelle de Terzaghi. RevueFrançaise de Géotechnique nº7, pp. 29-43. Tavenas F.; Leroueil S. (1979) clay behaviour and the selection of designparameters. . 7th European Conf. on soil Mech. And foundations. Eng.,Brighton, Vol 1, pp. 281-291.25
4 El cuadro nº1 recoge las características de los ensayos de identificación, a modo de parámetros promedios, del terreno en el que se han hecho los ensayos: Lw % Lp % Ip % arena limo 2 μ w nat IL % Ac 85 32 53 8 52 40 28 -0,075 1,00 eo n γs γn γd Sr Mo CaCo3 0,85 45 2,7 1,9 1,5 1 5% 13 % Lw límite líquido; Lp Límite plástico; Ip% Índice de Plasticidad; 2 µ porcentaje de .
