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.

4

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.

5

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.

9

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)

10

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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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