1

FUNDAMENTOS DE LA TEORIA DE COMPACTACION DE SUELOS COHESIVOS, ESENCIALES PARA LA BUENA PRACTICA DE LA INGENIERIA.

Daniel Salcedo y Josefina Ortas Ingenieros geotécnicos consultores. Caracas, Venezuela.

ingeotec.igc@gmail.com

RESUMEN

La motivación para escribir el presente artículo se ha fundamentado en el hecho de que todavía hoy en día, aun con los múltiples resultados de investigaciones en suelos compactados previamente publicados, principalmente entre los años 1950 y 1980, son frecuentes los problemas que surgen en la práctica de la ingeniería relacionados con la compactación de suelos. En tal sentido, se realiza una revisión de los conceptos básicos asociados al tema en consideración, publicados en la literatura especializada, y se presentan como ejemplo los resultados de dos investigaciones en suelos cohesivos compactados que formaron parte de dos tesis de grado. En la primera investigación se evaluó la influencia de los métodos de compactación por amasado, impacto y estático en el comportamiento de un suelo residual arcilloso, realizando un extensivo programa de ensayos de laboratorio y la evaluación de las muestras compactadas mediante el microscopio electrónico. Los resultados de esta primera investigación permitieron confirmar lo publicado por otros autores, en el sentido que tanto la estructura como el método de compactación tienen una influencia decisiva en la resistencia no drenada del suelo residual, determinada a bajas deformaciones. Los resultados permitieron concluir, asimismo, que la resistencia al corte efectiva, expresada mediante teorías convencionales y mediante la teoría de Hvorslev (1960), aparenta ser independiente de la estructura que adquiere el suelo al ser compactado. La segunda investigación se realizó en un suelo de origen aluvial y se orientó principalmente a pruebas de campo con dos equipos de compactación diferentes, obteniéndose muestras imperturbadas mediante una herramienta diseñada para tal fin, a las cuales se les determinó la resistencia no drenada. Los resultados de campo fueron comparados con los provenientes de ensayos de laboratorio, observándose una aparente mayor resistencia no drenada en muestras compactadas en laboratorio, respecto a muestras imperturbadas obtenidas en capas sometidas a compactación, en forma individual, mediante un rodillo con zapatas y mediante un rodillo liso. Durante el desarrollo del artículo se hace énfasis en aquellos factores asociados a la compactación de suelos cohesivos, que pueden servir de base para la toma de decisiones en campo y que son fundamentales para la buena práctica de la ingeniería. INTRODUCCION

La compactación de suelos es una de las actividades más frecuentes en la práctica de la Ingeniería Geotécnica. Entre otras funciones, los rellenos compactados son construidos

para la conformación de presas de tierra, terraplenes de carreteras y autopistas, y suelos de fundación de estructuras. El proceso de compactación de un suelo tiene influencia en sus propiedades mecánicas (resistencia, rigidez) e hidráulicas (permeabilidad). Algunas de estas propiedades son conflictivas entre sí; tal es el caso por ejemplo, que se presentaría al exigir una compactación de alta energía y además en la rama seca de la curva de compactación, con el propósito de alcanzar una mayor resistencia inicial. Esta exigencia favorecería la estructuración de un suelo de alta rigidez muy susceptible al agrietamiento por movimientos diferenciales del suelo de fundación y también bajo acciones sísmicas. Adicionalmente, el suelo bajo esas condiciones de compactación, sería muy susceptible de experimentar pérdidas importantes de resistencia al incrementar su humedad durante su vida útil. En la mayoría casos de rellenos ingenierilmente controlados se requiere definir la resistencia del suelo compactado para fines de análisis de estabilidad de taludes y/o capacidad de carga de fundaciones. Múltiples resultados de estudios e investigaciones de este tema han sido publicados en la literatura técnica especializada, principalmente entre los años 1950 y 1980, sin embargo, todavía hoy en día, son frecuentes los problemas que surgen en la práctica, esencialmente por no tomar en consideración los fundamentos básicos de la teoría de compactación, argumentando erróneamente que se trata de una ingeniería práctica que debe basarse exclusivamente en las experiencias obtenidas en campo. Es un hecho cierto que la mayoría de las Normas y Especificaciones, principalmente las elaboradas para la construcción de vías, continúan aferradas a cumplir con un grado de compactación específico, generalmente entre 90% y 95% de la densidad máxima seca obtenida de los Ensayos AASHTO T-99 (ASTM D698) o T-180 (ASTM D1557), sin considerar el propósito para el cual va a ser ejecutado el relleno compactado. Varios casos de estudio han sido publicados, describiendo fallas en terraplenes y en suelos compactados para fines de fundación de estructuras, a pesar de que se alcanzaron grados de compactación de hasta 100%. Tales casos deberían servir de experiencias valiosas para los profesionales que participan en el tema. Algunos de estos casos han sido reportados por Fotch (1958) y comentados por Seed (1966). Otro caso de una falla no drenada en un terraplén compactado donde se cumplió con el requerimiento de 90% de la densidad máxima obtenida del ensayo AASHTO T-99 (Proctor Estándar), fue publicado por Gemme (1982). Estas premisas nos han motivado a aprovechar la oportunidad de este Congreso Geotécnico para difundir nuevamente los conceptos básicos relacionados con el tema

2

en consideración, haciendo énfasis principalmente en la resistencia de los suelos compactados, destacando su importancia para la toma de decisiones por parte de aquellos profesionales responsables del proyecto, construcción, inspección y control de obras de tierras. Para reforzar la importancia de los conceptos fundamentales asociados a la teoría de compactación, se presentan como ejemplo los resultados de dos investigaciones que formaron parte de dos tesis de grado que fueron propuestas y guiadas por el primer autor de este artículo, orientadas principalmente a la evaluación de la resistencia de muestras compactadas. En la Investigación No. 1 se evaluó la influencia de los métodos de compactación por amasado, impacto y estático, en el comportamiento de un suelo residual producto de la meteorización in situ de un esquisto micáceo cuarzoso, litología frecuente en la Cordillera de la Costa Venezolana. El suelo (ML) tiene un % de finos de 75%, un LL = 45% y un IP = 15%. Las curvas de compactación se determinaron por métodos normalizados, variando la energía de compactación o la presión estática. En esta investigación de laboratorio, se utilizó el molde Harvard Miniatura (Wilson, 1950) y se diseñaron y fabricaron dispositivos tanto para compactación estática como impacto, variando los factores que influyen en la energía de compactación hasta obtener resultados similares a los obtenidos con los procedimientos normalizados AASHTO T-99 y AASHTO T-180. Mediante múltiples intentos fue posible obtener una curva de compactación razonablemente común por los tres métodos investigados. Se llevó a cabo un extensivo programa de ensayos de laboratorio determinando la resistencia de muestras tanto en su condición tal como fue compactada como saturadas. La resistencia fue determinada bajo condiciones no drenadas y drenadas, mediante diferentes criterios de rotura, asociando los resultados a la estructura del suelo observada en microscopio electrónico. Se ejecutaron 100 ensayos CBR, 62 ensayos de compresión sin confinar, 79 ensayos de corte directo drenados y 35 ensayos de compresión triaxial del tipo UU, CUpp y secuenciales (Ortas, 1994). En la Investigación No. 2 realizada en muestras imperturbadas obtenidas en campo, se evaluó el tipo de compactación en la resistencia no drenada de una arcilla limosa (CL), de origen aluvial, con un porcentaje de finos de 88.6%, un LL = 34.69% y un IP = 10.64%. Para ello se construyeron dos terraplenes compactados, uno de ellos con un rodillo liso (Ray-Go tipo Rascal 500-A), asociado comúnmente al método de compactación por presión estática, y el otro con un rodillo pata de cabra (CAT 825B - Rodillo con zapatas), asociado comúnmente al método de compactación por amasado. Es de mencionar que el término “pata de cabra”, adoptado en los primeros equipos de compactación, adquiere su nombre del hecho que los antiguos romanos constructores de carreteras, acostumbraban a arrear un rebaño de cabras hacia adelante y hacia atrás, hasta que el suelo estuviese compactado. El término se convirtió en genérico para describir todo tipo de tambores con patas, aun cuando la original “pata de cabra” es muy diferente a los equipos actuales con patas tronco-piramidales o troncocónicas.

Cada terraplén se compactó variando la humedad y el número de pases, de manera de obtener tres curvas de compactación de campo. Mediante una herramienta expresamente fabricada para esta investigación, se extrajeron muestras imperturbadas del relleno compactado para ser ensayadas en laboratorio. Para fines comparativos se pudo construir en laboratorio una curva de compactación común para los distintos métodos y la resistencia no drenada fue determinada mediante ensayos de compresión sin confinar. Asimismo, se construyó una curva común por los dos métodos utilizados en campo y se realizaron ensayos de compresión sin confinar en las muestras imperturbadas obtenidas (Molina y Ramírez, 1995). Muchas interrogantes surgen durante la práctica de la profesión asociada a compactación de suelos, la mayor parte de las cuales pueden ser respondidas con el conocimiento sólido de los conceptos básicos de la teoría de compactación y de resistencia al corte, y otras con las experiencias obtenidas en campo. Entre las preguntas que deberíamos estar preparados para responder, se pueden citar: - ¿Cuál es el objetivo principal a lograr, al compactar el

suelo? ¿Mayor resistencia?, ¿Baja Compresibilidad?, ¿Alta o baja permeabilidad?, ¿Mínima expansión?

- ¿Cuándo se debe utilizar como patrón de control el Ensayo T-99 (Standard) y cuando el Ensayo T-180 (Modificado)?

- ¿Cómo debe ser seleccionado el grado de compactación a especificar?

- ¿Cuál debe ser el rango de humedades de compactación a especificar?

- ¿Cómo se selecciona la deformación a la cual se considerará que la falla debe ocurrir en un suelo compactado, la cual claramente variará con el propósito para el cual el valor de resistencia va a ser usado?

- ¿Cómo se seleccionan los valores de ángulo de fricción y cohesión para fines de análisis de estabilidad de terraplenes, para fines de fundaciones de estructuras en rellenos compactados o para fines de diseño de pavimentos?

- ¿Es la relación de densidades secas y humedad de suelos compactados, la misma en laboratorio y en campo?

- ¿Qué relación existe entre los valores de resistencia obtenidos en pruebas de suelos compactados en laboratorio y los obtenidos en muestras obtenidas en campo?

- ¿Cómo se seleccionan los equipos de compactación de campo más recomendables según las características del suelo?

- ¿Cómo definir el espesor de capa a compactar, el número de pases y velocidad del compactador?

- ¿Es necesario ejecutar un tramo de prueba en campo, antes de iniciar el proceso de compactación?

- ¿Cómo se deben establecer los criterios de aceptación y rechazo de un lote en particular?

- ¿Cuáles son los requisitos básicos de un control estadístico de calidad de compactación de suelos?

3

No cabe duda que la mayoría de estas interrogantes pueden ser respondidas si los profesionales involucrados en los estudios previos y posterior control de campo de suelos compactados, tienen los conocimientos básicos de la teoría de compactación. Parte de esos conocimientos se resumen en el presente artículo, corroborándolos con resultados de ensayos tanto de laboratorio como de campo. GENERALIDADES SOBRE ENERGIA DE COMPACTACION EN LABORATORIO Y EN CAMPO

Es ampliamente conocido que a mayor energía de compactación, se obtienen curvas de densidad seca-vs-humedad, con una mayor densidad seca y menor humedad óptima. La energía de compactación (trabajo mecánico aplicado al suelo por unidad de volumen) correspondientes al Ensayo de Compactación AASHTO T-99 - ASTM D698) denominado en el ambiente ingenieril como “Proctor Normal”, y al Ensayo de compactación T-180 -ASTM D1557, denominado “Proctor Modificado” puede ser obtenida de la siguiente expresión:

Donde: Nc = número de capas Ng = Número de golpes por cap Pm = peso del martillo Am = Altura de caída del martillo Vm = Voúmen del molde De esta forma se obtienen valores de energía para los dos ensayos Normal y Modificado, de 6.1 kg-cm/cm3 (600 kN-m/m3) y 27.2 kg-cm/cm3 (2700 kN-m/m3), respectivamente. Cabe mencionar que con el aumento energía de compactación no solamente se reduce el contenido de humedad óptimo sino que también hay una reducción en los vacíos de aire. De hecho, ensayos de compactación con diferentes energías, publicados en la literatura técnica, muestran una tendencia a que la línea de óptimos se acerca a la curva de saturación. Aunque existen procedimientos comparativos para estimarla, la energía de compactación en campo es más difícil de determinar y depende principalmente entre otros factores, de la presión, área de contacto compactador-suelo, del espesor de capa y del número de pasadas de equipo. Tal como lo expresan Rico y Del Castillo (1992), la energía de compactación de campo no puede cuantificarse, pero sí modificarse, cambiando el peso y/o la presión de los equipos, el número de pasadas y el espesor de la capa a ser compactada. Por ejemplo, cuando se dispone en campo de equipos que aplican energías de compactación que se consideran bajas, se pudiera recurrir por ejemplo a colocar sobrepesos para aumentar el peso del equipo, aumentar la presión de inflado en el caso de rodillos con llantas, reducir el espesor de la capa suelta por compactar y aumentar el

número de pasadas, y modificar la velocidad del equipo. Evidentemente estas acciones deberán ser evaluadas en forma integral y en particular es de suma importancia prestar atención a la humedad del suelo a ser compactado, cuya influencia se discute en varios apartes del presente artículo, y ha sido enfatizada desde Proctor (1933) hasta la fecha, en numerosas publicaciones relacionadas con compactación de suelos. METODOS DE COMPACTACION

Es también muy conocido que los métodos de compactación se han clasificado en Amasado, Impacto, Estático o a Presión, y Vibratorio. Este último método se escapa de los objetivos del presente artículo y debe ser objeto de otras consideraciones. En laboratorio la compactación por amasado se ha simulado con el equipo Harvard Miniatura (Wilson, 1950), y la compactación por impacto está representada por los referidos ensayos de compactación que en la ingeniería práctica se estila denominarlos “Ensayos Proctor”. La compactación estática se puede realizar en moldes de 6” utilizando tres energía diferentes de compactación mediante la aplicación de presiones de 500 lb/pulg2, 1000 lb/pulg2 y 2000 lb/pulg2; el material humedecido se coloca en tres capas dentro de un molde del tipo para ejecución de Ensayos CBR. En cada una de las capas se hacen 25 penetraciones con una varilla metálica lisa de punta roma y 1.6 cm de diámetro. Los diferentes métodos de compactación mencionados se han asociado en la literatura técnica a diferentes equipos de compactación. En forma generalizada se asume que el compactador “pata de cabra” simula esencialmente una compactación por amasado y el de rodillo liso corresponde a una compactación estática. En la realidad esta asociación es más compleja ya que por ejemplo dependiendo del tipo de pata de cabra y la velocidad a la cual opera el equipo, realmente puede haber una combinación de amasado e impacto más la contribución estática del peso del rodillo. Hoy en día existen equipos pata de cabra (rodillos con zapatas) que además pueden vibrar por lo cual en la realidad, es difícil individualizar el método de compactación de un determinado equipo. Aun conscientes de las diferencias en el comportamiento entre los suelos compactados en laboratorio y los compactados en campo con equipos diferentes, los referidos “Ensayos Proctor” continúan, en la mayoría de los casos, siendo utilizados como referencia para establecer los patrones de control de calidad de terraplenes, independientemente del tipo de suelo. Varios autores han expresado que tales ensayos de laboratorio utilizan compactación por impacto, pero que tal procedimiento no tiene similitud a lo ejercido por cualquier equipo de compactación de campo. Adicionalmente, ha sido demostrado que los métodos de impacto son inefectivos para el caso de suelos granulares. Estudios realizados en suelos granulares, han mostrado que esfuerzos de compactación de campo utilizando equipos vibratorios con un número razonable de pases, resultaron en pesos unitarios secos sustancialmente más altos y menores contenidos de

4

humedad óptimo, que aquellos obtenidos mediante el Ensayo Proctor Modificado (Ping et al, 2002). EFECTO DE LA COMPACTACION EN LA ESTRUCTURA DE UN SUELO COMPACTADO

Lambe (1953) y Pacey (1956) han demostrado y publicado la influencia del método de compactación en la estructura de un suelo. Está plenamente comprobado que las propiedades de arcillas compactadas están muy influenciadas por la orientación de las partículas de arcilla. Véase Figura 1 (Lambe, 1958). Muestras compactadas a contenidos de humedad menores que el óptimo, tienen un arreglo aleatorio, que se denomina estructura floculada, mientras que muestras compactadas con humedades mayores que la óptima tienen tendencia a un arreglo paralelo, denominado estructura dispersa. Se ha comprobado que suelos con estructura floculada exhiben resistencias más altas a bajas deformaciones, menor contracción, mayor expansión y mayor permeabilidad, con relación a muestras de la misma densidad y humedad con una estructura dispersa.

Fig. 1 Efecto de la compactación en la estructura de un suelo (Lambe, 1958). Investigaciones previas (Seed, 1960, 1966) han demostrado asimismo que los distintos métodos de compactación tienen influencia en la estructura del suelo. La compactación por amasado involucra grandes deformaciones de corte para muestras con contenidos de humedad mayores que el óptimo. En el caso de muestras compactadas en la rama seca, tanto el método de compactación por amasado como el estático no producen deformaciones de corte significativas en el suelo y como consecuencia resultan en estructuras similares, relativamente floculadas. Sin embargo, para muestras compactadas en la rama húmeda, la compactación por amasado produce deformaciones de corte

apreciables originando una estructura más dispersa, mientras que la compactación estática produce deformaciones de corte despreciables, y como resultado estructuras floculadas. Solamente a manera de ejemplos, en las Figuras 2 y 3 se presentan imágenes de microscopio electrónico de las muestras del suelo residual de la Investigación No. 1, compactadas por amasado. En la investigación también se obtuvieron imágenes para muestras compactadas por los métodos de impacto y estáticamente.

Fig. 2. Estructura floculada. Rama seca de la curva de compactación por el Método de amasado, del Suelo Residual correspondiente a la Investigación No. 1.

Fig. 3. Estructura dispersa. Rama húmeda de la curva de compactación por el Método de amasado, del Suelo Residual correspondiente a la Investigación No. 1. CONSIDERACIONES SOBRE CRITERIOS DE RESISTENCIA AL CORTE EN MUESTRAS COMPACTADAS

Tal como lo expresan Seed et al (1960), frecuentemente es difícil asignar un valor específico a la resistencia al corte de un suelo compactado. La Figura 4 muestra los resultados de un ensayo triaxial CU con medición de presiones de poro, los cuales permiten ilustrar esta problemática.

5

Dependiendo del criterio de falla seleccionado, se puede obtener cualquier número de valores para la resistencia. Una medida utilizada comúnmente para estimar la resistencia es el esfuerzo desviador máximo que puede soportar la muestra (σ1– σ3)max. En la referida Figura 4 puede observarse que dicho valor es igual a 1.8 kg/cm2 y ocurre a una deformación de 18%.

Fig. 4. Características de resistencia de una kaolinita bajo condiciones sin drenar (Seed et al. 1960). Una definición alterna de resistencia es la correspondiente a la máxima relación de esfuerzos principales efectivos (σ´1/σ´3). Para el material ensayado este valor resulta 2.7 y ocurre a 10% de deformación, cuando los esfuerzos principales menor y mayor resultan σ´3 = 0.95 kg/cm2 y σ´1 = 2.55 kg/cm2, lo que permite construir un círculo de Mohr para esfuerzos efectivos a la falla. Ejecutando ensayos en otras muestras, usando diferentes presiones efectivas laterales, se pueden construir una serie de círculos de Mohr y determinar la envolvente de falla. Otros investigadores podrían estar interesados en la resistencia definida como el

esfuerzo desviador (σ1-σ3) a un límite de establecido de deformación, por ejemplo, 5% o 15%, en cuyo caso se obtendrían otros valores diferentes de resistencia. De acuerdo a lo expuesto cuando se trata de determinar la resistencia de un suelo, es de suma importancia, especificar el criterio utilizado para definirla. Según Seed et al (1960), y Holtz (1974) y, dado que los esfuerzos efectivos ejercen una gran influencia en la resistencia de un suelo, la máxima relación de esfuerzos principales efectivos, puede ser la definición más apropiada de resistencia. En la práctica, sin embargo, la presión de poros no se mide siempre, y es necesario definir la resistencia como el esfuerzo desviador máximo que la muestra pueda soportar, o, si el esfuerzo es alcanzado a una deformación excesiva, como el esfuerzo requerido para ocasionar una deformación límite. Por ejemplo, el esfuerzo desviador requerido para causar 20% de deformación ha sido ampliamente utilizado en trabajos de ingeniería de fundaciones y en diseño de presas de tierra, pero el esfuerzo requerido para causar un 5% de deformación, es usado más frecuentemente para propósitos de diseño de pavimento. En resumen, la deformación a la cual se considera que ocurre la falla, varía con el propósito para el cual el valor de resistencia va a ser utilizado. Holtz (1947) presenta una excelente discusión de los criterios de falla (σ1-σ3)max y (σ´1/σ´3)max. Considera que la observación de presiones de poros lo llevó a creer que el criterio del esfuerzo desviador máximo era verdadero solamente si la presión lateral efectiva (o esfuerzo principal menor σ´3), permanece constante. Sin embargo, la presión lateral efectiva no permanece constante durante el ensayo, aunque la presión lateral se mantenga constante. Como es conocido la presión de poros aumenta hasta un máximo valor a medida que continúa el proceso de carga. Por lo tanto, la presión lateral efectiva, la cual es igual a la presión lateral aplicada (constante) menos la presión de poros, disminuye a medida que la carga axial es aplicada hasta un valor mínimo, después del cual aumenta a medida que continúa la aplicación de la carga. De acuerdo a Holtz, parece lógico que, a medida que el esfuerzo lateral efectivo aumenta, debido a la disminución en presión de poros, se puede anticipar una ganancia en resistencia axial, aun cuando la falla pueda haberse iniciado. En otras palabras, la resistencia axial debería aumentar porque el soporte lateral efectivo ha aumentado. La relación máxima de esfuerzos principales aparenta representar las condiciones más críticas de esfuerzos o el punto de falla incipiente bajo esfuerzos variables axiales y laterales. Correlacionando varios ensayos, Holtz encontró que el punto de máxima presión de poros, y presión efectiva lateral mínima, coinciden bastante próximos con el volumen mínimo y con la relación (σ´1/σ´3)max. Se ha considerado necesario incluir esta discusión de criterios de rotura, porque cuando se trata de investigar la influencia de la estructura del suelo en la resistencia sin drenar, es de suma importancia la selección de dicho criterio. Por ejemplo, se han reportado ensayos de muestras compactadas a la misma densidad, una en la rama seca y otra en la rama húmeda, y llevadas a saturación, las cuales

6

muestran una diferencia apreciable en la curva esfuerzo-deformación a porcentajes de deformación de 0% a 15%, sin embargo, a 25% de deformación las curvas coinciden. En tal sentido si se selecciona como criterio de falla, el esfuerzo a un 25% de deformación, se concluiría que la estructura inicial no tiene influencia en la resistencia. Por otro lado, esta conclusión sería totalmente equivocada, si se selecciona una deformación límite de 10% como criterio para definir la resistencia. RESISTENCIA NO DRENADA DE SUELOS COHESIVOS COMPACTADOS EN LABORATORIO

La resistencia no drenada del suelo residual de la Investigación No. 1, fue evaluada mediante ensayos de resistencia a la compresión sin confinar (qu), ensayos CBR en su condición tal como fue compactada y con 4 días de saturación, y mediante ensayos triaxiales UU (σ1 – σ3), a una presión de confinamiento de 2 kg/cm2. La Figura 5 muestra los resultados de resistencia (qu) para todas las muestras compactadas por los diferentes métodos en su condición “tal como fueron compactadas”. Es notoria que la tendencia general es la misma para todos los métodos, con mayores resistencias en la rama seca decreciendo progresivamente hacia la rama húmeda. La disminución de resistencia es significativa, variando desde el orden de 13 kg/cm2 a 2 kg/cm2. Este patrón de curvas obtenido previamente por varios investigadores en otros tipos de suelos, mantiene relación con el concepto de estructuras floculadas a humedades por debajo de la óptima y estructuras dispersas que prevalecen a humedades mayores que la óptima, lo cual fue confirmado en esta investigación, mediante observación de la estructura en microscopio electrónico. De la Figura 5 puede también concluirse que las muestras compactadas con presión estática, presentan resistencias (qu) 40% a 45% superiores a las compactadas por amasado e impacto. Las Figuras 6 y 7, seleccionadas de los ensayos triaxiales UU, para fines comparativos, muestran que independientemente del método de compactación, se nota un cambio progresivo en la forma de la curva, sugiriendo que el incremento de humedad cambia el comportamiento de más frágil a más plástico. Estos resultados son similares a los publicados por Seed & Chan (1959), con la diferencia de que en el suelo por ellos investigado, las curvas esfuerzo-deformación en la rama húmeda, continúan aumentando en resistencia con altas deformaciones. En el suelo residual investigado, se observa que las muestras compactadas en la rama húmeda, la resistencia no drenada a altas deformaciones, presentan todavía disminuciones o se mantiene constante. En las Figuras 8 y 9 se puede observar la comparación de curvas esfuerzo-deformación para muestras compactadas por amasado y por presión estática, una en la rama seca y otra en la rama húmeda. Puede verse que la muestra compactada en la rama seca por método estático, presenta una mayor resistencia a bajas deformaciones (5%), que la

compactada por amasado, mientras que a altas deformaciones (20%-25%) las resistencias aparentan ser similares. La muestra compactada en la rama húmeda por método estático, revela mayor resistencia no drenada que la compactada por amasado, tanto a bajas como a altas deformaciones. Estos resultados también pueden ser explicados en función de las deformaciones de corte introducidas por el método de compactación y de la estructura del suelo compactado.

Fig. 5. Curva común de compactación por métodos de amasado, impacto y estático, y su relación con la resistencia a la compresión sin confinar. Los resultados de la evaluación de resistencia no drenada mediante el ensayo CBR (ASTM D1883) en el suelo residual investigado, se muestran en forma resumida para el caso de compactación por impacto, en las Figuras 10 a 13. El ensayo CBR fue realizado tanto en muestras “tal como fueron compactadas”, como después de 4 días de inmersión. La evaluación de las Figuras 10 a 13, permite concluir lo siguiente:

7

a. Los valores mayores de CBR en muestras penetradas en su condición compactada por impacto, corresponden a la rama seca de la curva de compactación (Fig. 10).

b. La relación CBR después de 4 días de inmersión – vs – humedad de compactación, resulta en una curva cuya forma es similar a la curva densidad seca vs humedad (Fig. 11). Para muestras compactadas en la rama seca y cerca al óptimo, los valores de CBR se hacen mayores con el incremento de la energía de compactación. Sin embargo, para condiciones correspondientes a la rama húmeda, el valor de CBR tiende a ser independiente de la energía de compactación. Es de interés mencionar que de acuerdo al forma de la curva CBR-vs-humedad (Fig. 11), un mismo valor de CBR puede ser obtenido para muestras compactadas en la rama seca y en la rama húmeda. Esta observación sugiere que la inmersión de muestras compactadas en la rama seca, genera hinchamiento y modificación de su estructura a mayor dispersión, con la consecuente pérdida de resistencia.

c. La influencia significativa del proceso de inmersión en la disminución del CBR, puede apreciarse en las Figura 12, donde se compara la condición tal como fue compactada con la condición bajo inmersión. Nótese por ejemplo en dicha Figura, que una muestra compactada en la rama seca (tendencia a estructura floculada), a 25 golpes/5 capas y una humedad de 17%, disminuye su valor de CBR de 34 a 7, por efecto de la inmersión. Esto significa una disminución del 79% en su resistencia CBR. Para el caso de impacto con 56 golpes/5 capas, para una humedad de 16% la disminución del CBR resultó aun mayor, del orden de 92%. Las muestras compactadas en la rama húmeda (tendencia estructura dispersa), una vez sometidas a inmersión, revelan cambios muy pequeños en su resistencia CBR.

Fig. 6. Influencia del contenido de humedad en las relaciones esfuerzo-deformación del suelo compactado por impacto. Curva común de compactación.

Fig. 7. Influencia del contenido de humedad en las relaciones esfuerzo-deformación del suelo compactado estáticamente. Curva común de compactación.

Fig. 8. Influencia del método de compactación en las relaciones esfuerzo-deformación para muestras compactadas a la misma humedad en la rama seca, estáticamente y por amasado.

Fig. 9. Influencia del método de compactación en las relaciones esfuerzo-deformación para muestras compactadas a la misma humedad en la rama húmeda, estáticamente y por amasado.

8

Fig. 10. Interrelación peso unitario seco-humedad-CBR para muestras tal como fueron compactadas. Compactación por impacto (Molina y Ramírez, 1995). Con el objeto de enfatizar en la necesidad de controlar en campo la humedad y no solo la densidad, en la Figura 13 se integran los resultados que relacionan el peso unitario seco, humedad y CBR en su condición “tal como fue compactada”, para diferentes energías de compactación por impacto en el suelo residual investigado. Puede observarse que a partir de una humedad del 22%, un aumento en densidad se manifiesta en una marcada disminución de la resistencia CBR. En tal sentido esa costumbre equivocada en campo de ordenar un mayor número de pases para cumplir con el objetivo de cumplir con la densidad máxima especificada, conduciría a obtener un suelo de menor resistencia, aun cuando se está incrementando su densidad. Aunque pudiera ser sorprendente para algunos, sustituir el equipo de compactación por uno de menor peso, conduciría a obtener

un suelo compactado de mayor resistencia. Este concepto no es nada nuevo y ha sido expuesto en numerosas publicaciones previas desde 1930, luego que Proctor (1933) publicara los principios fundamentales de la compactación, sin embargo, hay que aceptar que lamentablemente en la práctica de la ingeniería, se continúa vulnerando este elemental fundamento de la teoría de compactación. Así como existen casos donde es necesario utilizar un equipo de compactación de menor peso para obtener una mayor resistencia, se puede presentar el caso contrario donde la energía de compactación es insuficiente. En este último caso, tal como se indicó previamente, es necesario evaluar varios factores tales como aumentar el peso del compactador y/o reducir el espesor de la capa suelta que se compacta, y/o aumentar el número de pasadas, y/o modificar el contenido de agua del suelo.

Fig. 11. Interrelación peso unitario seco-humedad-CBR para muestras sometidas a 4 días de inmersión. Compactación por impacto (Molina y Ramírez, 1995).

9

Fig. 12. Comparación de resistencia CBR en muestras ensayadas en su condición compactada, y después de 4 días de inmersión (Impacto 25 golpes/5capas).

Fig. 13. Variación del CBR en función de la densidad seca, para diferentes humedades de compactación. Método impacto.

Pocas publicaciones en la literatura técnica han reportado como varían los parámetros de esfuerzos totales c y φ para suelos compactados. Sherard et al (1963) advertían la influencia de la variación en el contenido de humedad de compactación, en la envolvente de falla no drenada de un suelo cohesivo, tal como puede verse en la Figura 14. Es evidente en esta figura, el cambio significativo en los valores de fricción y cohesión que pudieran interpretarse de las envolventes de falla, con pequeños cambios en la humedad de compactación.

Fig. 14. Influencia del contenido de humedad en la resistencia no drenada, de un suelo compactado impermeable semi-saturado (Sherard et al, 1963). Estos resultados avalan las exigencias de los ingenieros inspectores de campo en cuanto al cumplimiento de las humedades especificadas en el proyecto. Tales exigencias son muchas veces criticadas por considerarlas injustificables desde el punto de vista de la práctica de la ingeniería. Por considerarla una información de utilidad para entender como varían los parámetros de fricción y cohesión en suelos compactados, en la Figura 15 se muestran resultados publicados por Kulhawy et al 1960, citados por Duncan & Wright 2014. En esta Figura se puede apreciar la variación de dichos parámetros totales obtenidos en una arcilla arenosa ensayada bajo condiciones UU utilizando presiones confinantes entre 1.0 y 6.0 ton/ft2. . El valor del intercepto de cohesión total “c”, aumenta con la densidad seca pero no es afectada significativamente por el contenido de humedad de compactación. El valor del ángulo de fricción total φ, disminuye cuando el contenido de humedad aumenta, pero no es afectado significativamente por la densidad seca. Tal como lo expresan Duncan et al (2014), las envolventes de resistencia no drenada en arcillas compactadas, parcialmente saturadas son curvas, sin embargo una envolvente curva puede ser aproximada a una recta y puede ser caracterizada en términos de φ y c. Cuando se utiliza este procedimiento, es especialmente importante que el rango de presiones utilizado en el ensayo, correspondan al rango de presiones en las condiciones de campo que se están evaluando. Es de destacar además, según los autores, que cuando a arcillas compactadas se les permite un periodo de tiempo antes de ser ensayadas, ellas se tornan más resistentes, aparentemente debido a efectos tixotrópicos. En este sentido, la resistencia no drenada medida en muestras frescas compactadas en laboratorio provee un estimado

70

60

50

40

30

20

10

01.45 1.50 1.55 1.60 1.65 1.70 1.75

Peso unitario seco ( g/cm )

CBR

(%)

3

W = 17%

W = 18%

W = 19%

W = 20%

W = 21%

W = 22%

W = 23%W = 24%

W = 26%W = 27%

W = 25%

10

conservador de la resistencia que finalmente adquieren pocas semanas o meses después de su compactación.

Fig. 15. Valores de c y φ totales obtenidos en ensayos triaxiales UU, realizados con presiones confinantes entre 1 ton/ft2 y y 6 ton/ft2, en una arcilla arenosa de Pittsburgh. (Kulhawy et al. 1969, citado por Duncan et al 2014). RESISTENCIA NO DRENADA DE SUELOS COHESIVOS COMPACTADOS EN CAMPO

Con el fin de evaluar la resistencia no drenada en muestras compactadas en campo y compararlas con la resistencia de muestras compactadas por amasado, impacto y estáticamente en el laboratorio, en la Investigación No. 2 se construyeron terraplenes de 50 m de largo y 12 m de ancho, dividiéndolos en 5 tramos de 10 m de longitud cada uno, variando en ellos el contenido de humedad (Figura 16). Los terraplenes se dividieron en tres canales iguales (4 m x 50 m) para variar en ellos la energía de compactación aplicada, utilizando diferentes números de pases del compactador

Fig. 16. Pista de compactación de cada terraplén. (Molina y Ramírez, 1995). Antes de la construcción del terraplén de prueba y con el fin de eliminar la posible influencia de materiales de diferentes rigideces debajo de la capa a ser investigada, se extendió en un sitio plano, una primera capa de 25 cm de

espesor la cual fue compactada al 95% de la densidad máxima seca y a la humedad óptima obtenida del Ensayo Proctor Modificado (AASHTO T-180B). Las características de los equipos utilizados en la prueba de campo (Figuras 17 y 18), se muestran en las Tablas 1 y 2. Tabla 1. Características del compactador “Pata de cabra”, utilizado en la investigación.

Fig. 17. Compactadora Caterpillar 825B.

Tabla 2. Características del compactador “Rodillo liso”, utilizado en la investigación.

11

Fig. 18. Compactadora Rodillo Liso Ray-Go 500 A.

Las curvas de compactación obtenidas utilizando el rodillo pata de cabra y utilizando el rodillo liso, y los correspondientes valores de resistencia a la compresión sin confinar obtenidos en muestras imperturbadas, se presentan en las Figuras 19 y 20 A fin de comparar las resistencias no drenadas de las muestras compactadas con los dos equipos de campo mencionados, luego de varios intentos variando el número de pases, se logró obtener una curva aproximadamente similar, tal como puede verse en la Figura 21. Los valores de resistencia a la compresión sin confinar en muestras compactadas con rodillo liso resultaron hasta 17% mayores que las compactadas con pata de cabra, notándose las diferencias más significativas a humedades cercanas y próximas a la óptima en la rama húmeda, y menores diferencias en el extremo de la rama seca. Estos resultados son congruentes con el concepto de estructura mencionado previamente, en cuanto a que en la rama seca la estructura inicial es esencialmente floculada en ambos métodos, mientras que en la rama húmeda la compactación por amasado-impacto introduce mayores deformaciones de corte y una estructura esencialmente dispersa. Las diferencias en resistencias entre los métodos de amasado y de presión estática en laboratorio resultaron ser mayores que la variación en resistencia obtenida con los equipos de compactación en campo. Estos resultados podrían atribuirse al hecho de que el rodillo pata de cabra utilizado en la prueba, además del efecto de amasado, debido a sus altas velocidades de operación, transmite al suelo cierto efecto adicional de impacto a través de los vástagos acoplados al rodillo, lo cual se manifiesta en un incremento en su resistencia con respecto a la obtenida en pruebas de compactación en el laboratorio utilizando el molde Harvard. Puede observarse también en la Figura 21 que para alcanzar la misma densidad seca a una humedad específica, se requirió un mayor número de pases (20) con el equipo pata de cabra con respecto al equipo de rodillo liso (15). Teniendo en cuenta que el equipo pata de cabra es más pesado (32.4 ton) que el rodillo liso (14.1 ton), se puede concluir que para el caso concreto del suelo investigado, el rodillo liso resultaría ser más conveniente considerando además que requiere menos energía y se obtienen mayores

resistencias no drenadas. De todas formas la decisión final del equipo a utilizar debe tomar en cuenta además, como se tratará posteriormente, el rendimiento de las compactadoras en función del rendimiento horario (m3/hora) de suelo compactado, el cual depende de la velocidad de compactación, del espesor de cada capa compactada, del ancho efectivo de compactación por pasada del equipo, del número de pasadas por una sección determinada y de un factor de eficiencia que es característico de cada compactador.

Fig. 19. Relación entre densidad seca, humedad y compresión sin confinar, en muestras compactadas con rodillo pata de cabra (Molina y Ramírez, 1995).

12

Es evidente que no existe un tipo alguno que sea suficientemente eficiente en todos los tipos de suelos, ni un mismo patrón de compactación puede ser aplicado en todos los casos. En este sentido siempre es conveniente realizar un “tramo de prueba” para determinar la mejor combinación entre el tipo de suelo, espesor de capa, tipo de equipo, velocidad y número de pasadas.

Fig. 20. Relación entre densidad seca, humedad y compresión sin confinar, en muestras compactadas con rodillo liso (Molina y Ramírez, 1995).

Cabe destacar que las resistencias obtenidas en laboratorio por los métodos de amasado e impacto y presión estática, resultaron en la Investigación No. 2, hasta 1.4 veces mayores a las obtenidas por los equipos de compactación de campo. Estos resultados tendrían su justificación considerando el grado de confinamiento que tienen los suelos al ser compactados en moldes de laboratorio, principalmente en el molde Harvard por su pequeño diámetro, lo cual en cierta forma impide el desplazamiento de las partículas del suelo, proceso que no se refleja en las condiciones de campo donde el confinamiento lateral es mucho menor. Estas consideraciones también han sido detalladamente tratadas por Rico y Del Castillo (1992). Aunque aparenta tener lógica, valdría la pena investigar si estos resultados pueden ser generalizados a varios tipos de suelos, ya que implicaría concluir que los profesionales involucrados en el tema tratado en el presente artículo, deben tener en mente que los resultados de ensayos de resistencia no drenada en muestras compactadas en laboratorio, tienden a sobre-estimar los valores que finalmente se obtienen en la compactación en campo.

Fig. 21. Comparación de los valores de resistencia a la compresión sin confinar (qu) en la curva común de compactación de campo (Molina y Ramírez, 1995).

13

RESISTENCIA DRENADA DE SUELOS COMPACTADOS

La resistencia drenada del suelo residual de la Investigación No.1 fue evaluada en primer lugar mediante 80 ensayos de corte directo drenado, aplicando las teorías convencionales y de acuerdo a los criterios de Hvorslev (1960). Todos los ensayos fueron ejecutados en muestras compactadas por los diferentes métodos a la condición óptima de la curva común de compactación. Al terminar cada ensayo se determinó la humedad tanto en una sección del suelo en el plano de falla (wf), como en el resto de la muestra. En general se obtuvieron menores humedades en el plano de falla. A manera de ejemplo, en la Figura 22 se muestran los resultados de los ensayos de corte directo drenados ejecutados en muestras compactadas por amasado. La línea de ajuste inferior (φ´s) corresponde a la condición del suelo normalmente consolidado; la línea intermedia que no pasa por cero, se debe al efecto aparente de preconsolidación que genera el método de compactación empleado, y la envolvente superior corresponde a muestras que fueron consolidadas a una presión de 14 kg/cm2 y luego sometidas a corte a presiones inferiores. Para todos los ensayos ejecutados se representó gráficamente la humedad a la falla (wf) versus el log. del esfuerzo de consolidación, wf versus log. esfuerzo normal a la falla, y wf versus log. esfuerzo de corte a la falla. Aceptando cierta dispersión, la evaluación de estos gráficos permitió visualizar el paralelismo entre dichas relaciones, y mediante el método de Terzaghi, descrito por Hvorslev (1960) y Gibson (1953), se pudo determinar para una misma humedad a la falla, el ángulo de fricción efectivo propuesto por Hvorslev. Resultados similares fueron obtenidos para las probetas compactadas por impacto y estáticamente. En la Figura. 22 se ha trazado además, la envolvente de Hvorslev para muestras de igual humedad a la falla.

Fig. 22. Ensayo de corte directo drenado. Compactación por amasado. Para las probetas compactadas con los diferentes métodos de compactación (amasado, impacto y estático), se obtuvieron ángulos de fricción (normalmente consolidado) φ´s = 25°-27°, ángulo de fricción efectivo φ´e = 17.8°-19.9° y coeficiente “k” de Hvorlslev = 0.15-0.17. Aceptando cierta dispersión en los datos, observada también en otros ensayos publicados por otros autores como Simons (1960), de acuerdo a los resultados obtenidos se pudo concluir que dichos parámetros aparentan ser independientes del método

de compactación y para el suelo investigado pueden ser definidos en promedio como φ´s = 18.7° y k = 0.16. Siendo la cohesión efectiva (c´e) de Hvorslev función de la presión de consolidación (σ´e), su valor se puede estimar para el suelo investigado, de la relación c´e = k*σe = 0.16*σ´e. Otros ensayos ejecutados a máxima deformación en dos mitades de suelo perfectamente coincidentes, para estimar el ángulo de fricción residual, revelaron, como era de esperarse, que dicho ángulo es independiente del método de compactación y de la estructura de la muestra, con un valor único φu = 17.8°. Es interesante mencionar el hecho de que el valor de fricción residual obtenido tiene diferencias menores (<1°) respecto al valor obtenido para el parámetro de fricción efectivo de Hvorslev. De comprobarse esta relación para otros tipos de suelos, la obtención de los parámetros de Hvorslev sería un procedimiento más sencillo y expedito, evitando la necesidad de realizar un gran número de ensayos y la determinación del contenido de humedad a la falla, lo cual es un procedimiento tedioso y sujeto a dispersión. Para ello se podría utilizar la modificación propuesta por Tinoco (1981), la cual resulta una interesante opción puesto que la resistencia se puede subdividir en dos componentes claramente diferenciables. La primera componente sería independiente de la estructura y correspondería al criterio de Coulomb de fricción sobre un sólido, y la segunda sería dependiente de la estructura y para fines prácticos puede ser denominada “cohesión efectiva”, aun cuando físicamente esta componente no refleje dicho concepto específicamente. Adicionalmente a los ensayos de corte directo, se realizaron ensayos triaxiales secuenciales. En este tipo de ensayos la presión lateral se mantienen constante y se permite, mediante su drenaje, la consolidación anisotrópica de la muestras en etapas sucesivas. El primer ensayo se realizó del tipo UU, midiendo las presiones de poros en muestras previamente saturadas. Cuando se inició la rotura, se detuvo la aplicación de la carga vertical y se permitió drenaje hasta que la muestra se consolidara a una presión específica. Una vez disipadas las presiones de poros, se inició nuevamente un ensayo tipo CU, hasta una deformación tal que correspondiera al inicio del proceso de rotura. En este momento se detuvo nuevamente la aplicación de la carga vertical, se dejó que la muestra se consolidara a una presión deseada, permitiendo su drenaje, y se inició la última etapa con otro ensayo tipo CU con medición de presiones de poros. Los ensayos secuenciales para las muestras compactadas a humedad óptima por los tres métodos de compactación mencionados, se interpretaron en términos de trayectorias de esfuerzos efectivos en un plano de 45° (Lambe & Whitman 1972), y de acuerdo a la Teoría de Hvorslev, modificada por Tinoco (1981), tal como se presentan en la Figuras 23 y 24. Puede observarse en las Figuras 23 y 24 que en ambos casos, la resistencia al corte efectiva, aparenta ser independiente del método de compactación utilizado. Se nota además, que la relación σ´f /σ´e, resultó en todos los ensayos < 1, lo cual es indicativo de que la aparente presión

14

de consolidación causada por la compactación, es superior al esfuerzo normal actuante en el plano de falla. En otras palabras, el suelo residual investigado compactado, se comportó como un suelo preconsolidado a las presiones utilizadas en los ensayos secuenciales.

Fig. 23. Trayectoria de esfuerzos efectivos para muestras compactadas por amasado, impacto y estáticamente.

Fig. 24. Trayectoria de esfuerzos efectivos en un plano que forma un ángulo de 45 + φ´r /2 con el esfuerzo principal menor. Muestras compactadas por amasado, impacto y estáticamente. CAMBIOS VOLUMETRICOS EN SUELOS COHESIVOS COMPACTADOS

Los cambios volumétricos en suelos compactados han sido también objeto de muchas investigaciones. Resultados de deformaciones de hinchamiento bajo una pequeña carga σv = 7 kPa, y de presiones de hinchamiento medidas al saturar muestras compactadas de una arcilla de alta plasticidad, fueron publicados por Holtz y Gibbs (1956) y se presentan en las Figuras 25 y 26. La referida arcilla es expansiva para los estados de densidad y humedad correspondientes a la energía del Proctor Normal. Puede verse en la Figura 26, que la presión de hinchamiento depende esencialmente de la densidad alcanzada y poco de la humedad inicial.

Fig. 25. Deformaciones de hinchamiento (%) para varias condiciones de compactación bajo una σv = 7 kPa. (Holtz & Gibbs, 1956, citado por Alonso 2008).

Fig. 26. Presión total de hinchamiento inducida por la saturación para diferentes condiciones de compactación. (Holtz & Gibbs, 1956, citado por Alonso 2008).

15

Una contribución importante relativa a cambios volumétricos en suelos compactados, fue publicada por Lawton et al. (1989), tal como puede verse en la Figura 27 donde se representan datos obtenidos de la ejecución de ensayos de doble edómetro e una arena arcillosa (SC) con 15% de finos, LL = 34% e IP = 15%, bajo un esfuerzo de 400 kPa. En la Figura 27 se indican las deformaciones obtenidas al comparar los dos ensayos edométricos, uno realizado a humedad natural y otro sobre muestra inundada. Lo interesante de este gráfico, tal como lo expresa Alonso (2008), es que se observa la transición entre el comportamiento expansivo a altas densidades y el de colapso a densidades bajas (El término colapso ha sido utilizado en este caso no para describir un cambio súbito y generalizado del suelo sino para referirse a una disminución de volumen y por consiguiente de la relación de vacíos cuando se incrementa su humedad). Esta transición se produce a densidades ligeramente inferiores a la óptima del Proctor Normal, observándose que la densidad seca máxima de Proctor Modificado está claramente en la zona expansiva.

Fig. 27 Mapa de deformaciones volumétricas al saturar muestras bajo diferentes condiciones de compactación. Arena arcillosa de plasticidad media (SC)). Esfuerzo vertical aplicado en el edómetro: 400 kPa. (Lawton et al, 1989, citado por Alonso (2008). Es de mencionar que los resultados de la Figura 27 solo proporcionan información para un esfuerzo específico de confinamiento. El lector interesado puede referirse a Alonso (2008), quien investigó el efecto del esfuerzo de confinamiento en muestras compactadas estáticamente de un limo arcilloso de Barcelona, España. PRUEBAS DE CONTROL DE COMPACTACION DE CAMPO

Las pruebas de campo para determinación de densidades y humedades de compactación en campo son ampliamente conocidas. Inicialmente se utilizaban las pruebas conocidas

como destructivas porque implicaban excavación y remoción del suelo, entre las cuales se pueden mencionar el método del cono de arena y el medidor de volúmenes (balón de goma). Estas pruebas han sido progresivamente sustituidas por pruebas no destructivas como dispositivos nucleares que permiten la determinación en forma rápida tanto de la densidad como la humedad del suelo compactado, sin embargo, los densímetros nucleares tienen la desventaja de que se trabaja con materiales radioactivos por lo cual los requerimientos para su utilización se han tornado cada vez más estrictos. Las Normas para presas del USBR del año 2012, comentan que hay cuestionamientos acerca de los densímetros nucleares respecto a su precisión, especialmente en la determinación de los contenidos de humedad, e indican que para el caso de suelos limosos y arcillosos la sobre-estimación de humedad puede en algunos casos, alcanzar hasta 2%-4%. En tal sentido descartan su uso para la zona de núcleos impermeables y en caso de ser usados se exigen correlaciones permanentes con humedades determinadas en horno. Otros dispositivos que están siendo utilizados en sustitución de los nucleares, son los densímetros eléctricos y densímetros electromagnéticos. Algunas correlaciones no oficiales entre estos últimos dispositivos y los resultados del cono de arena, han mostrado alta dispersión y coeficientes de correlación muy bajos, por lo cual es indispensable realizar estas correlaciones en cada caso específico. En los últimos años se han propuesto nuevos dispositivos cuya orientación es medir parámetros diferentes a la densidad y humedad. Entre estos dispositivos se pueden mencionar el penetrómetro dinámico (DCP), el penetrómetro dinámico a energía variable (PANDA), el medidor de rigidez del suelo (SSG), la metodología de medición de asentamientos, y el sistema de “Compactación Inteligente” o Control Contínuo de Compactación (CCC). Las características de estos dispositivos y su aplicación han sido evaluados en Costa Rica, sede de este Congreso, por Castro (2005), quien plantea en su tesis, la necesidad de utilizar nuevos métodos de control de campo. La compactación inteligente es una tecnología que ha estado en desarrollo durante muchos años, y su objetivo es medir la rigidez o capacidad de un suelo para resistir la deformación bajo una carga, en lugar de la densidad. Ya existen máquinas de compactación en el mercado equipadas con el sistema de compactación inteligente, la cual ofrece cuatro funciones básicas: 1) Mide la rigidez del suelo o del asfalto, 2) Controla o dirige el esfuerzo de compactación en respuesta a la rigidez del medida, 3) Muestra la medida de rigidez al operador y 4) Planifica y registra los resultados de compactación. Este sistema permite al usuario producir gráficos detallados de los niveles de rigidez, la cantidad de pasadas de rodillos aplicadas e incluso la cantidad de aplicaciones en todas las ubicaciones del sitio de trabajo. La historia y resultados asociados a los sistemas de compactación inteligente, ha sido publicada en un reporte especial por el “Transportation Research Board” de Estados Unidos (Money et al, 2010).

16

Independientemente de los ensayos de determinación de densidades y humedades de campo seleccionados para juzgar la calidad de la compactación, siempre es altamente recomendable al inicio de las operaciones, la ejecución de un tramo de prueba con los equipos seleccionados para tal fin, actividad que es plenamente justificable principalmente en el caso de grandes volúmenes de compactación. Si bien algunos contratistas son algo renuentes a la ejecución de estas pruebas por la pérdida de tiempo, argumentando que son antieconómicas, solo de esta forma se podrá tener seguridad de cuál es la relación entre la energía de compactación utilizada en los ensayos de laboratorio y la realmente utilizada en campo, y así garantizar además que se está cumpliendo con el objetivo de la compactación, por ejemplo con una resistencia específica. En otras palabras, prácticamente es necesario programar una especie de “Proctor de campo”. Varias propuestas para ejecutar este tipo de pruebas pueden ser consultadas en la literatura especializada. Además de las características de la prueba más sencilla indicada en la Investigación No. 2 (Figura 16, previamente mencionada), se describe a continuación la sugerida por la Guía de Movimientos de Tierras para Proyectos de Ferrocarriles en India (Ministry of Railways, 2003), la cual puede ser catalogada como muy detallada y cuyo esquema de ejecución se presenta en la Figura 28. En esta prueba de compactación de campo, se conforma una rampa con cuatro carriles de 20-30 m de longitud, variando el espesor de la capa desde 225 mm - 300 mm - 375 mm hasta 450 mm. El suelo se compacta con cuatro humedades distintas: wopt, wopt – 4%, wopt, wopt + 4%, y a una humedad correspondiente al límite plástico – 2%. En cada carril se seleccionan cuatro sitios de muestreo donde se ejecutan 6 determinaciones de densidad y humedad, para un total de 96 determinaciones. Finalmente, se pueden elaborar gráficos entre los diferentes parámetros obtenidos, tales como a) Densidad seca vs. humedad para los diferentes espesores de capa, b) Densidad seca vs. No. de pases del rodillo para diferentes contenidos de humedad, y c) Densidad máxima seca vs. humedad para los diferentes espesores de capa. Con los resultados de la prueba se define el espesor de capa y el número de pases requeridos para cumplir con los valores de diseño. Este tipo de pruebas permite también seleccionar el tipo de rodillo para un tipo de suelo en particular, en caso de que se tengan dos o más opciones disponibles . Una vez obtenidos los resultados del tramo de prueba, se requiere para todo el proceso de compactación elaborar los planes de inspección y control de calidad, el cual entre otras actividades incluye el establecimiento de los sistemas de muestreo aleatorios, criterios de aceptación y rechazo de lotes compactados, y elaboración de gráficos de control que permitan tener un reporte visual de los resultados. Entre estos gráficos se pueden mencionar histogramas con porcentajes de compactación y humedad individuales, histogramas de frecuencias relativas de las diferencias entre el porcentaje de compactación de campo y el porcentaje mínimo exigido e histogramas de frecuencias acumuladas.

De particular importancia es la elaboración de las denominadas “Cartas de Control” que constituyen el instrumento más efectivo para el seguimiento y control de un proceso constructivo. Estas Cartas no solo indican al contratista y a la inspección cuando los datos se han excedido de los límites establecidos, sino que también permiten anticipar y corregir las causas que puedan generar la producción de lotes defectuosos. Los métodos para la elaboración de los planes de inspección y control de obras civiles, han sido detalladamente tratados por Centeno (1982), y los procedimientos para el control de calidad de suelos compactados han sido establecidos por la ASTM (2011).

Fig. 28. Esquema para una prueba de compactación de campo. (Ministry of Railways. India Railway Project, 2003).

COMENTARIOS SOBRE ESPECIFICACIONES PARA COMPACTACION DE TERRAPLENES

Con base en lo expuesto no cabe duda que las características de esfuerzo-deformación, resistencia y cambios volumétricos de un suelo compactado, varían significativamente en función del tipo de compactación y de la densidad y humedad a la cual se compacta, así como de los posteriores cambios que podrá tener en su ambiente de trabajo durante su vida útil. Resulta entonces difícil explicar la razón del por qué la gran mayoría de las especificaciones para el control de rellenos compactados vigentes en Normas Norteamericanas, Centroamericanas, Suramericanas y Europeas, principalmente las elaboradas para construcción de vías de comunicación, continúan fundamentándose comúnmente en un mínimo de 90-95% de la densidad máxima seca obtenida de los denominados Ensayos Proctor, cuya representatividad ha sido muchas veces cuestionada. No todas las especificaciones recomiendan adicionalmente al criterio de densidad seca, un rango de humedad, y sorprendentemente algunas de ellas solo especifican el % de densidad máxima seca, dejando inclusive la humedad a criterio del contratista. También existen normas que especifican el referido 95% de la densidad máxima seca pero permiten el rango de humedad comprendido desde la rama seca hasta la rama húmeda, tal como puede verse en la Figura 29. Este criterio es, a juicio de los autores de este artículo, no recomendable en la mayoría de los casos, ya que dependiendo de la forma de la curva de compactación, se toleran rangos amplios de humedad lo cual se traduce en suelos compactados con resistencias significativamente

17

distintas, y por supuesto con otras propiedades distintas tales como por ejemplo presiones de expansión y permeabilidad, si fuese ese el objetivo de la compactación. Puede verse para el ejemplo de la Figura 30, que con este último criterio, se tolerarían humedades desde 30% a 42%, un rango exageradamente amplio. En esta Figura también se ha indicado, para fines comparativos, un rango de ± 2% de la humedad óptima que es otro criterio expuesto en algunas especificaciones.

Fig. 29. Ejemplo de aplicación de la Norma que establece como mínimo un 95% de la densidad máxima seca, y rango de humedades desde la rama seca a la rama húmeda.

Fig. 30. Ejemplo de aplicación de la Norma que exige un mínimo de 95% del Ensayo Proctor Standard, y permite humedades entre la rama seca y la rama húmeda.

Tal como se indicó previamente, Alonso (2008) estudió el comportamiento volumétrico de los suelos compactados frente a cambios de humedad. Las ideas expuestas constituyen una primera aproximación para dar un marco de referencia práctico y sus resultados permiten decidir el criterio de compactación más adecuado para conseguir la estabilidad volumétrica frente a incrementos de humedad. Aun cuando dicho autor revela que es imposible conseguir materiales estables bajo cualquier circunstancia, y que no parece posible proporcionar criterios únicos independientes del tipo de suelo, sugiere algunos criterios orientados a minimizar las deformaciones asociadas a dichos

incrementos, mediante una sencilla división en dos grupos en función de la plasticidad y el contenido de finos del suelo. En este sentido propone para suelos arcillosos los criterios resumidos en las Figuras 31 y 32. Concluye que para los suelos de bajo contenido de arcilla y de plasticidad media-baja se utilice la energía de compactación correspondiente al Proctor Normal (PN) y considera no prudente alcanzar densidades inferiores a la máxima por lo cual marca un límite inferior en el 98% de la densidad máxima seca. Igualmente indica que tampoco es muy realista en muchos casos superar claramente la densidad máxima y por eso establece un límite superior del 102% de la densidad máxima. Las humedades no deben ser muy inferiores a las óptimas correspondientes a cada energía y marca el límite general de la óptima virtual para cada densidad menos 1%. Dicho autor acepta que la curva de máximos se sitúe sobre la curva correspondiente al 5% de aire en los poros. No utiliza por lo tanto, el criterio de fijar unos límites fijos a la humedad con relación a la óptima. En suelos más plásticos, Alonso considera conveniente elegir como referencia la energía del Proctor Modificado (PM) con el fin de evitar hinchamientos. No considera recomendable trabajar con densidades inferiores al 98% de la densidad seca máxima. Considerando que el riesgo de colapso si se compacta del lado seco es alto, las densidades deben mantenerse entre los límites indicados en la Figura 32. En cuanto a las humedades, mantiene el criterio antes expuesto de elegir como referencia la curva del 5% de volumen de aire en los poros. Hay que aceptar que en la mayoría de las obras, el ingeniero encargado del control de calidad de la compactación tiende a regirse, en ocasiones en forma muy estricta, por las normativas escritas y no necesariamente conoce los fundamentos de la teoría de compactación, que le permitan tomar las decisiones adecuadas ante los problemas que normalmente surgen en campo. En tal sentido, los especialistas en Geotecnia deben, en primer lugar, tratar de participar en la elaboración y actualización de las Normas de Organismos e Instituciones que laboran en las construcción de obras de tierra, con el fin de redactar párrafos que le permitan al Ingeniero Inspector, en caso necesario, decidir cuándo y cómo puede desviarse de la Norma existente, y la necesidad de consultar al proyectista en casos que requieran el conocimiento más profundo de la especialidad. En segundo lugar, el Ingeniero geotécnico proyectista debe ser muy específico en sus Informes en cuanto a los rangos de valores de densidad seca y humedad permisibles que garanticen el cumplimiento de las propiedades del suelo que se requieren para su adecuado comportamiento en la vida útil de la obra. Por ejemplo, para el caso de la estabilidad de un terraplén de una vialidad, las densidades y humedades en la compactación de campo, deben cumplir con valores que indirectamente estén representando los parámetros de resistencia al corte utilizados en dichos análisis de estabilidad. Más crítico aún sería el caso de la estabilidad de una presa de tierra, de no cumplirse con las densidades secas y humedades que están asociadas a los parámetros de resistencia al corte totales y efectivos que se utilizaron en los análisis de estabilidad bajo diferentes condiciones.

18

Dentro del tema de especificaciones para materiales compactados, en los últimos 15 años se han publicado artículos aplicando la herramienta conocida como RAMCODES (Metodología Racional para el Análisis de Densificación y Resistencia de Geomateriales Compactados). Esta metodología utiliza los conocidos mapas de resistencia para el control de calidad de suelos compactados. Los fundamentos de esta herramienta pueden ser consultados en Sánchez-Leal (2002) y Sánchez-Leal et al (2002). Mediante tales “mapas de resistencia” se puede representar en forma sencilla la relación entre la densidad seca y humedad de compactación y otra característica del suelo compactado, tal como por ejemplo su capacidad soporte CBR o su resistencia al corte no drenada. Con esta información se puede definir la región de aceptación mediante rangos de densidad seca y humedad que garanticen el valor de resistencia seleccionado para diseño.

Fig. 31. Propuesta de criterio de compactación para suelos de plasticidad media y baja o suelos bajo tensiones de confinamiento elevado (Alonso, 2008).

Fig. 32. Propuesta de criterio de compactación para suelos de plasticidad alta o suelos bajo tensiones de confinamiento medias y bajas (Alonso, 2008).

SELECCION E INSPECCION DE EQUIPOS DE COMPACTACION DE CAMPO

El proceso de compactación y su control implica entre otros aspectos además de los ya mencionados, la necesidad que se garantice en campo la utilización de compactador más adecuado al tipo de suelo y las condiciones de dicho material en el sitio de préstamo. La selección del equipo no es una tarea fácil puesto que depende de muchos factores, entre los cuales no solamente se deben tomar en cuenta los de carácter geotécnico sino también los de carácter económico asociados al rendimiento de dichos equipos. En muchos casos hay que adaptarse a los equipos disponibles y para ello es preciso conocer los fundamentos de la teoría de la compactación. En la literatura especializada publicada hay múltiples recomendaciones para seleccionar el tipo de equipo en función del tipo del suelo, la más sencilla de ellas y la que más se repite en publicaciones que tratan el tema, se muestra en la Figura 33.

Fig. 33 Recomendación general de equipos más apropiados para diferentes tipos de suelos. Dujisin & Rutland (1974) también proponen una tabla que permite estimar cual sería el comportamiento relativo de los 5 equipos de compactación más utilizados en la práctica, en función de los 11 tipos de suelos clasificados según la AASHTO. Como referencia recomendable, Yépes (2016), en su blog personal, presenta textos y videos explicativos sencillos, relacionados con la selección de los equipos de compactación para diferentes tipos de suelos. El autor destaca la necesidad de estimar la producción del compactador la cual es directamente proporcional a su ancho (b), velocidad de operación (v) y espesor de capa (e), e inversamente proporcional al número de pasadas (n). Con base en esta relación enfatiza que el equipo debe ser seleccionado en función de la relación e/b, teniendo en cuenta que mientras mayor sea su valor, mayor será la producción. A pesar de la creencia generalizada que la compactación vibratoria solo es adecuada en suelos granulares, las posibilidades de compactar suelos arcillosos con equipos vibratorios es cada vez más evidente (Forssblad, 1981). Experiencias de campo con el uso de compactadores pata de cabra vibratorios de gran peso estático, en suelos arcillosos,

19

han demostrado que son efectivos. Respecto a la pregunta que surge sobre la duda si la compactación vibratoria de arcillas se caracteriza por otras relaciones densidad-humedad distintas a la compactación estática, se han realizado pruebas en Australia (Tynam & Morris, 1970). Los resultados de estas pruebas indican que las curvas de compactación vibratoria, estática y de laboratorio, muestran el mismo patrón. Las recomendaciones y tablas publicadas pueden servir de guía general, sin embargo, siempre es recomendable realizar pruebas de campo con los tipos de suelos y los equipos disponibles. Una vez seleccionado el o los equipos, el proceso de compactación y su control implica la necesidad de que se garantice en campo la utilización de compactadoras debidamente equipadas, sin problemas operativos. Una compactadora pata de cabra, por ejemplo, sin los dientes limpiadores (raspadores) o existentes pero defectuosos, lo cual hemos observado muy frecuentemente en movimientos de tierra que han sido objeto de consulta, favorecerá que progresivamente el material se vaya acumulando entre las zapatas, dando como resultado inicialmente un esfuerzo de compactación no uniforme puesto que el peso del rodillo lleno de agua o de cualquier otro material de lastre, gravitará sobre áreas distintas, lo que se manifestará en densidades muy dispersas. Cuando todo el material rellena el espacio entre zapatas, se pierde la acción de compactación de las mismas, además de que ocurre una disminución significativa en el esfuerzo de compactación al aumentar el área de apoyo del rodillo (Figuras 34 a 36). Con base en lo expuesto, dentro de las responsabilidades del ingeniero inspector de la compactación, deberá estar incluida la revisión de los equipos, diámetro y longitud del rodillo, las condiciones de los dientes limpiadores, las dimensiones y condiciones de las zapatas en los casos del equipo pata de cabra, peso de los rodillos vacíos y llenos, si los rodillos están o no completamente llenos y con qué tipo de material, la presión de inflado en caso de compactadores de neumáticos, las velocidades a las cuales puede operar el equipo, etc. Hay que estar siempre consciente que tanto al contratista como a los propietarios de la obra, les interesa lógicamente la utilización de equipos que les proporcionen mayores capacidades de producción, pero es la función de los ingenieros involucrados en el proyecto e inspección de obras de tierra, que tales premisas no representen una disminución de la calidad de la obra. COMENTARIOS FINALES

De acuerdo a la revisión de resultados de publicaciones previas y los diferentes factores evaluados asociados al tema objeto del presente artículo, no cabe la menor duda que el proceso de compactación es de carácter multifactorial, y para la buena práctica de la ingeniería requiere que tanto los ingenieros proyectistas como los inspectores de campo, tengan conocimientos de los fundamentos de la teoría de compactación y de los aspectos de carácter constructivos y prácticos.

Fig. 34. Vista de un compactador de rodillos con zapatas, con dientes limpiadores defectuosos.

Fig. 35. Detalle de dientes limpiadores parcialmente defectuosos, en compactadora de rodillos con zapatas.

Fig. 36. Dientes limpiadores totalmente defectuosos en compactadora de rodillos con zapatas. Hay que tener presente que durante la fase de diseño el ingeniero proyectista considera muchas hipótesis relativas a resistencia al corte, permeabilidad y características de deformación de un suelo compactado, y tales propiedades varían con la densidad y humedad del mismo. Esta es la razón principal del porqué se debe cumplir estrictamente

20

con las especificaciones de diseño, y es necesario que los requerimientos tanto de densidad como de humedad sean satisfechos simultáneamente. La densidad y la humedad deseada no se establecen arbitrariamente y no se deben estar modificando en campo con base a factores exclusivamente constructivos, sin la consulta previa a los profesionales responsables del estudio y proyecto. En cuanto a la necesidad de que los proyectistas deban también tener conocimientos de los aspectos constructivos, como un tributo a uno de los representantes de nuestros pioneros geotécnicos, es oportuno concluir con las sabias palabras del Dr. Ralph B. Peck (1912-2008): “En mi opinión, nadie puede ser un buen proyectista, un buen investigador, un buen líder en la profesión de la ingeniería civil, a menos que entienda los métodos y los problemas de los constructores” AGRADECIMIENTOS

Los autores agradecen al Ing. Nelson Rodríguez D. por la lectura de la primera versión del presente artículo y por aportar sugerencias para mejorarlo. REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS

Alonso, E. (2008). Suelos compactados en la teoría y en la práctica. UPC. Barcelona. 85 p. (https://fenix.tecnico.ulisboa.pt/downloadFile/3779573409891/s). ASTM International (2011). “Quality control of soil compaction using ASTM Standards”. Prepared by Committee D18 on Soil and Rock. Manual 70. West Conshohocken, Pennsylvania. Casagrande, A. and Hirschefeld, R. (1960). Stress deformation characteristics of a clay compacted to constant dry unit weight.” Research Conference on Shear Strength of Cohesive Soils. Boulder, Colorado. ASCE. pp. 359-416.

Castro, R. (2005) “Nuevas propuestas en el control de calidad de la compactación”. Trabajo de graduación. Lic. en Ingeniería Civil. Universidad de Costa Rica. 150 p.

Centeno, R. (1982). “Inspección y control de obras civiles. Ediciones Vega s.r.l. Caracas, Venezuela. 290 p.

Duncan, J. M., Wright, S. and Brandon, T. (2014). “Soil strength and slope stability”. 2nd. Edition. John Wiley. 309 p.

Escario, Ventura (1981). “Terraplenes y Pedraplenes”. Estado actual de la Técnica. Dirección General de Carreteras. MOPU. Madrid.126 p.

Johnson, A. W. and Salberg, J. R. (1962). “Factors influencing compaction test results.” Highway Research Board. Bulletin No. 319. pp 21-78.

Forssblad, L. (1981). “Vibratory soil and rock fill compaction.” Printed by Robert Olsson Tryckeri AB, Stockholm, Sweden. 175 p.

Fotch, J. (1958). Discussion of the paper by Turnbull and Foster: “Stabilization of materials by compaction.” Journal of Soil Mechanics and Foundations Division. Transactionns. Vol. 123. pp. 1-25. Also in Award-winning papers in Geotechnical Engineering. 1977. pp. 409-434.

Gemme, R. (1982). “Undrained failure of compacted plastic embankments”. Transportation Research Record Bull 897. National Academy of Sciences. Washington, D.C. pp. 22-26.

Gibson, R. (1953). “Experimental determination of the true cohesion and true angle of internal friction in clays.” Proc. 3rd. Int. Conf. on Soil Mechanics and Foundation Engineering. Zurich. Vol. 1. pp. 126-130.

Holtz, W. G. (1947). “The use of the maximum principal stress ratio as the failure criterion in evaluating triaxial shear tests on earth materials.” Proceedings ASTM. Vol. 47. pp. 1067-1087. Discussions by W. Housel, L. A. Palmer and D. W. Taylor.

Holtz, R. (1990). “Guide to Earthwork Construction”. State of the Art Report 8. Transportation Research Board. National Research Council. 107 p.

HRB (1952). “Compaction of enmbankments, subgrades and bases”. Highway Research Board Bulletin 58. Publication 240. National Academy of Sciences.Washington, D.C. 84 p.

Hveem, F. N. and Carmany, R. M. (1948). “The factors underlying the rational design of pavements.” Proceedings Highway Resaearch Board. Vol. 28.

Hvorslev, M. J. (1960). “Physical components of the shear strength of saturated clays.” Research Conference on Shear Strength of Cohesive Soils. Boulder, Colorado. ASCE. Pp. 169-273.

Johnson, A. W. and Sallberg, J.R. (1962). “Factors influencing compaction test results”. Higway Research Board Bull. 319. National Academy of Sciences. Washington, D. C. 148 p.

Lambe, W. (1953). “The structure of compacted clay.” Journal of Soil Mechanics and Foundations Engineering. ASCE. Vol. 84. No. SM-2. May. 34 p.

21

Lambe, W. (1960). “A mechanistic picture of shear strength in clay.” Research Conference on Shear Strength of Cohesive Soils. Boulder, Colorado. ASCE. pp. 555-580.

Lawton, E.C., Fragaszy, R. y Hardcastle, J. (1989). “Collapse of compacted clayey sand”. Journal of Geotechnical Engineering. 115 (9). 99. 1252-1267.

Lin, P. S: and Lovell, C.W. (1982). “Compressibility of field compacted clay”. Transportation Research Record Bull 897. National Academy of Sciences. Washington, D.C. pp. 51-60.

Meehan, R. (1967). “The uselesssness of elephants in compacing fill. Canadian Geotechnical Journal. Vol. IV. No. 3. Also in Meehan (2017). Geostrata Bulletin July/August 2017. Geoinstitute ASCE. pp. 60-65.

Ministry of Railways (2003). “Guidelines for Earthwork in Railways Projects”. GE:G-1. Geotechnical Engineering Directorare. Research Design and Standards Organization. Government of India.

Mitchell, J. K. and Sittar, N. (1982). “Engineering properties of tropical residual soils.” Proc. of the Geotechnical Engineering Division. Specialty Conference: Engineering and Construction in Tropical and Residual Soils. Honolulu, Hawaii. pp. 30-56.

Molina, C. y Ramírez, C (1995). “Evaluación del tipo de compactación en la resistencia de un suelo cohesivo.” Trabajo especial de grado para optar al título de Ingeniero Civil. Universidad Católica Andrés Bello. Caracas. Venezuela. 76 p.

Money, M., Rinchart, R., Fecas, W., and Musimbi, O (2010). “Intelligent soil compaction systems”. National Cooperative Highway Research Program NCHRP. Report 676 Transportation Research Board. 165 p.

Ortas, J. (1994). “Influencia de las condiciones de compactación en el comportamiento de un suelo residual.” Tesis de grado para optar al título de Magister en Ingeniería Civil. Universidad Simón Bolívar. Caracas, Venezuela. 254 p.

Pacey, J. G.Jr. (1956). “The structure of compacted soils.”. S.M. Thesis, Massachussets Institute of Technology. MIT. Citada por Seed et al (1960).

Ping, W., Leonard, M. and Yang, Z. (2002). “Laboratory simulation of field compaction characteristics on sandy soils”. Transportation Research Record. Journal of the Transportation Research Board. 1808 (1), pp. 84-95

Proctor, R. (1933). “Fundamental principles of soil compaction.” Engineering News Record III. August. pp. 21-28.

Proctor, R. R. (1948). “The relationship between the foot pounds per cubic foot of compactive effort and the shear strength of the compacted soils. Proc. 2nd. Int. Conf. on Soil Mechanics and Foundation Engineering. Rotterdam 5. pp. 219-223.

Proctor, R. R. (1948). “The relationship between the foot pounds per cubic foot of compactive effort expended in the laboratory compaction of soils and the required compactive efforts to secure similar results withs sheepsfoot rollers.” Proc. 2nd. Int. Conf. on Soil Mechanics and Foundation Engineering. Rotterdam 5. pp. 231-234.

Rico, A, y Del Castillo, H. (1992). “Consideraciones sobre compactación de suelos en obras de infraestructura de transporte. Documento técnico No. 7. Instituto Mexicano del Transporte. ISSN 0188-7114. 131 p.

Sánchez-Leal, F. (2002). “Interpretation of CBR-test results under the shear strength concept of unsaturated soil mechanics.” Proc. 3rd International Conference on Unsaturated Soils. Recife, Brasil, Vol. 2. pp. 663-667.

Sánchez-Leal, F., Garica, P., Gómez, J. y Pérez, N. (2002). “Ramcodes: Metodología racional para el análisis de densificación y resistencia de geomateriales compactados”. Publicación Técnica No. 200. Secretaría de Comunicaciones y Transporte. Instituto Mexicano de Transporte. Sanfardilla, Qro. 47 p.

Seed, H. B. and Monismith, C. (1954). “Relationship between density and stability of subgrade soils” Highway Research Board Bulletin 93. National Academy os Sciences-National Reasearch Conucil Publication 341. pp. 16-32.

Seed, H. B. Lundgren, R. and Chan, C.K. (1954). “Effect of compaction method on stability and swell pressure of soils.” Highway Research Board Bulletin 93. National Academy os Sciences-National Reasearch Conucil Publication 341. pp. 33-48.

Seed, H. B. and Chan, C.K. (1957). “Thixotropic characteristics of compacted clays.” Proc. ASCE Proc. Vol. 83. Journal of Soil Mechanics and Foundations Division. SM-4. Paper 1427. pp. 1427-1 to 25. November.

Seed, H. B. and Chan, C.K. (1959). “Structure and strength characteristics of compacted clays.” ASCE Proc. Paper 2216. October.

22

Seed, H.B., Mitchel, J. and Chang, C.K. (1960). “The strength of compacted cohesive soils.” Research Conference on Shear Strength of Cohesive Soils. Boulder, Colorado. ASCE. pp. 877-964.

Seed, H. B. (1966). “A modern approach to soil compaction.” Engineering Construction and Maintenance. pp. 77-92. Also in Proceedings of the 11th California Street and Highway Conference. University of California (1959).

Sherard, J., Woodward, R., Gizienski, S., and Clevenger, W. (1963). “Earth and Earth-Rock Dams. Engineering problems of design and construction”. John Wiley and Sons, Inc. 725 p.

Terzaghi, K. (1943). Theoretical Soil Mechanics. Wiley & Sons. Inc. 510 p.

Tinoco, F. H. (1975), “Comportamiento de una arcilla limosa sometida a cargas en secuencia.” V Congreso Panamericano de Mecánica de Suelos e Ingeniería de Fundaciones. Tomo I. pp. 238-246.

Tinoco, F. H. (1981). “Residual strength and Hvorslev parameters of clays.” Proc. 10th. Int. Conf. on Soil Mechanics and Foundation Engineering. Stockholm. Pp. 1-9.

Tynan, A. and Morris, P. (1970). “The performance of three heavy class rollers in compacting a medium clay”. Proceedings of the 5th Conference, Australian Road Research Board, Melbourne.

Turnbull, J. M. (1948). “Computation of the optimum moisture content in the moisture-density relationship of soils.” Proc. 2nd. Int. Conf. on Soil Mechanics and Foundation Engineering. Rotterdam 4. pp. 247-256.

Turnbull, W. J. and Foster, C. R. (1956). “Stabilization of materials by compaction.” Journal of Soil Mechanics and Foundation Division. Transactions ASCE. Vol. 123. pp. 1-25.

U.S. Department of the Interior. Bureau of Reclamation. (2012). Design Standards No. 13. Embankment Dams. Chapter 10. Embankment Construction. Phase 4. Final.. 91 p.

Wilson, S. D. (1950) “Small soil compaction apparatus duplicates field test results closely.” Engineering News Record. Vol. 145. No. 18. November. pp. 34-36.

Wilson, S. D. (1952) “Effects of compaction on soil properties.” Proc. Conference on Soil Stabilization. MIT. Boston. pp. 147-161.

Yépes, V. (2016). https://victoryepes.blogs.upv.es. Universidad Politécnica de Valencia, España.