Meca Suelos Tema 6

UNIVERSITAT POLITÈCNICA DE CATALUNYA Escola Tècnica Superior d’Enginyers de Camins, Canals i Ports

Mecànica del Sòl Tema 6

Introducció al comportament

Tema 6: Índex • Problemes geotècnics associats als sòls no saturats – Sòls naturals – Sòls “artificials”

• • • • •

Assaigs de compactació Proctor Compactació i microstructura Mapes de deformació volumètrica Tensions efectives – Espais de tensions Influència de la succió i la microstructura sobre la deformació volumètrica • Estructures fonamentades sobre rebliments • Efecte de la pluja sobre terraplens de carretera

6.1

Problemes geotècnics associats als sòls no saturats

Sòls naturals

ALTA POROSIDAD (Tropicales, residuales, suelos aluviales)  COLAPSO: Asiento al humedecer bajo carga

 ESTABILIDAD DE TALUDES

ALTA PLASTICIDAD

CLIMAS SEMIÁRIDOS Y ÁRIDOS. FUERTES VARIACIONES DE SUCCIÓN (incluyendo árboles, vegetación)

 HINCHAMIENTO Y RETRACCIÓN

(Movimientos horizontales y verticales)

EDIFICIO DE VIVIENDAS EN TARRAGONA

 ESTABILIDAD DE TALUDES (fluencia)

 PRESIONES SOBRE MUROS

SUELOS CEMENTADOS

( y no saturados)

 LOESS  LIMOS YESIFEROS  SUELOS RESIDUALES / TROPICALES

 COLAPSO POR HUMEDECIMIENTO BAJO CARGA

Aspecto de limos naturales colapsables de baja densidad en el canal AlgerriBalaguer, provincia de Lleida

Colapso del terreno en el trasdós del cajero del canal

Sòls “artificials”

RELLENOS DE ALTA POROSIDAD  COLAPSO al humedecer bajo carga TERRAPLENES COMPACTADOS (carreteras y presas)  COLAPSO si baja compactación, lado seco  HINCHAMIENTO si alta compactación, lado seco

EMBANKMENT 40 m HIGH Madrid-Sevilla High Speed Train. Schist and slate rockfill

(Soriano & Sánchez, 1999)

ESCOLLERAS  COLAPSO al humedecerse

CALANDA dam. Teruel. Spain

COLAPSO DE LA PRESA DE MARTÍN GONZALO

OTROS PROBLEMAS GEOTÉCNICOS

Túneles en roca expansiva

Coberturas de residuos

LEVANTAMIENTO DELA SOLERA. TÚNEL DE LILLA

OTROS PROBLEMAS GEOTÉCNICOS

Cimentaciones

ASCÓ NUCLEAR POWER STATION

OTROS PROBLEMAS GEOTÉCNICOS

Almacenamiento de residuos nucleares de alta actividad

OTROS PROBLEMAS GEOTÉCNICOS

Pavimentos

Canales

Pilotajes

6.2

Assaigs de compactació Proctor

En la práctica convencional, la compactación de un suelo queda definida por la pareja de valores (γ d , w) que se pueden representar en el denominado “plano de compactación”

SE

CUMPLE

Y

γd = γs / ( 1+ e) :

w = Sr e γ w / γ s

γs w sr =  γs   − 1 γ w  γd 

CURVAS Sr = CONSTANTE EN EL PLANO DE COMPACTACIÓN

CURVAS CLÁSICAS DE COMPACTACIÓN

ENSAYOS CLÁSICOS PROCTOR (por golpeo repetido)  ENERGÍA PROCTOR NORMAL (PN)

:

596 kJ/m3

 ENERGÍA PROCTOR MODIFICADO (PM)

:

2672 kJ/m3

PN : 2.5kg ; h = 300 mm ; 3 capas ; 25 golpes/capa PM : 4.5kg ; h = 450 mm ; 5 capas ; 25 golpes/capa

¡ALTA!

ENSAYOS CLÁSICOS PROCTOR (por golpeo repetido)

1

Arena limosa gruesa bien graduada

2

Grava + arena + limo + arcilla

3

Arcilla arenosa

4

Arena fina uniforme

5

Arcilla plástica

EJEMPLO: tomado de Head “Manual of Laboratory Testing, 1980)

VOLUMEN DE AIRE EN LOS POROS ES UNA MEDIDA ALTERNATIVA DE LA SATURACIÓN. SE DEFINE:

Volumen de aire Va = Volumen total SE CUMPLE:

e(1 − Sr ) Va = 1+ e  γd  Va = 1 − (1 − Sr )  γs  Va Sr = 1 − 1 − γ d / γs

Sr = 1

COMPACTION OPTIMUM CORRESPONDS, APPROXIMATELY, TO 5% AIR VOIDS

Curvas de compactación en el plano (γd, w).

La mayor parte de la investigación sobre suelos no saturados se ha efectuado sobre muestras compactadas estáticamente para conseguir condiciones de homogeneidad También en suelos compactados estáticamente se encuentra un óptimo de compactación (Ver curvas de compactación estática de una arcilla de alta plasticidad: arcilla de Boom, Bélgica) SUCCIÓN

Y

COMPACTACIÓN

La medida de succión en muestras compactadas permite dibujar curvas de igual succión. Son subparalelas a las curvas Sr ≅ constante pero, en el lado seco, la succión está esencialmente controlada por la humedad

Compactación estática de arcilla de Boom. Datos de UPC

BARCELONA RED SILTY CLAY. UPC DATA

Relación entre contenido de humedad y succión para cinco mezclas de suelo (Marinho y Chandler, 1993).

Succión medida en el óptimo de compactación en función del índice de plasticidad, según datos de a) Acar y Nyeretse (1992); b) Marinho y Chandler (1993).

6.3

Compactació i microstructura

Las

ideas

iniciales

de

Lambe

LADO SECO LADO

:

HÚMEDO

:

(1958)

(ver

figura

adjunta):

Estructura “floculada” Estructura

“dispersa

han permanecido en los textos. Sin embargo, el microscopio electrónico permitió una descripción más precisa de la microestructura, así como la determinación de porosimetrías: LADO SECO LADO

:

Agregados de partículas de arcilla estructura “granular”: varios tamaños de poros dominantes

HÚMEDO

:

Estructura homogeneizada Un tamaño de poro dominante

(ver porosimetría y fotografías M.E. de limo de Jossigny, P. Delage) CONSECUENCIAS: LADO SECO

:

Estructuras abiertas, más propensas al colapso Estructuras de tamaño de poro uniforme y reducido, menos propensas al colapso

(Lambe, 1958)

LIMO DE JOSSIGNY. CURVA DE COMPACTACIÓN

JOSSIGNY SILT COMPACTED WET OF OPTIMUM (Delage et al., 1996)

JOSSIGNY SILT COMPACTED DRY OF OPTIMUM (Delage et al., 1996)

LIMO DE JOSSIGNY. POROSIMETRÍA

LIMO DE JOSSIGNY. POROSIMETRÍA

MICROPOROSITY. MERCURY INTRUSION DATA. COMPACTED BOOM CLAY (Romero, 1998)

Microfotografía de arcilla limosa de Barcelona compactado del lado seco.

Microfotografía de arcilla limosa de Barcelona compactado del lado húmedo.

Porosimetrías de muestras compactadas del lado seco (DD) y húmedo (WW) de la arcilla limosa de Barcelona

0,15

Serie DD

0,12

Log. dif. Intr. (mL/g)

Serie WW 0,09

0,06

0,03

0 1,E+00

1,E+01

1,E+02

1,E+03

1,E+04

Pore size (nm)

1,E+05

1,E+06

6.4

Mapes de deformació volumètrica

SE HAN REUNIDO EN FIGURAS ADJUNTAS “MAPAS” DE DEFORMACIÓN VOLUMÉTRICA, DIBUJADOS EN EL PLANO DE COMPACTACIÓN (γ d , w), PARA DIFERENTES MATERIALES:    

Cox (1978) : Marga del Keuper de baja plasticidad Escario Lawton

et

(1987)

:

al.

(1989)

Arcilla :

Miocena

Arena

arcillosa

Limo arcilloso de baja plasticidad de la Ciudad de Barcelona (3 mapas bajo tensiones verticales de 0.1, 0.3 y 0.6 MPa) (WL = 30.5% ; IP = 11.8% ; A = 0.5)

LA INFLUENCIA DE LA TENSIÓN DE CONFINAMIENTO SE INDICA EN LA FIGURA SIGUIENTE:

LOW PLASTICITY KEUPER MARL Cox, 1978

MIOCENE CLAY (vertical stress = 0.4 kg/cm2) (Escario, 1987)

LAWTON, FRAGASZY & HARDCASTLE (1989, 1991) TESTS ON COMPACTED SAMPLES OF SLIGHTLY EXPANSIVE CLAYEY SAND (wL = 34 , Pl = 15 , A = 1) 

Lawton et al. (1989): Data on collapse/swelling strains under oedometric conditions



Lawton et al. (1991): Data on the effect of stress ratio on collapse under triaxial conditions

MOISTURE DRY DENSITY RELATIONSHIPS GIVEN BY LAWTON ET AL (1989). ALSO INDICATED ARE THE INITIAL CONDITIONS OF SAMPLES TESTED

COMPACTED CLAY SAND (SC) (Vertical stress = 0.4 MPa)

Lawton et al (1989).

BARCELONA SILT VOLUME CHANGE OF SATURATION (%)

BARCELONA SILT VOLUME CHANGE OF SATURATION (%)

BARCELONA SILT VOLUME CHANGE ON SATURATION (%)

Variación de las densidades secas correspondientes a la transición entre comportamiento expansivo y colapso con la tensión vertical aplicada (Suriol y otros , 2002)

TODOS LOS GRÁFICOS SON SIMILARES: Todos los suelos (con  algún contenido en arcilla) tienden a expandir o colapsar en función de su densidad seca (o índice de poros) Alta Baja



densidad densidad

Expansivo Colapso

 Para que se produzca el cambio volumétrico al saturar es necesario que exista una succión inicial significativa (humedades bajas – inferiores al óptimo). Si se da esta condición, la expansión o colapso final sólo depende de la humedad (o succión) inicial.  Los cambios volumétricos cuando w > wopt de compactación son pequeños porque la succión inicial es baja. Se puede identificar una γ d “crítica” para la que no existen cambios volumétricos. Pero su valor cambia con la tensión de confinamiento (ver los 3 “mapas” del limo arcilloso de Barcelona): γ d crítico = 1.80 g/cm3

si

σ v = 0.1 MPa

γ d crítico = 1.85 g/cm3

si

σ v = 0.6 MPa

6.5

Tensions efectives Espais de tensions

SUELO SECO (Tensión total)

SUELO SATURADO (Tensión efectiva)

COMPACTED BOOM CLAY (CH). Ensayos edométricos con succión controlada (Romero, 1997)

TENSIONES EFECTIVAS EN SUELOS NO SATURADOS (Fredlund y Morgenstern, 1977) ECUACIÓN

AUTOR

σ′ = σ − β Pw

Croney, Coleman y Black (1958)

σ′ = σ − Pa + χ ( Pa − Pw )

Bishop (1959)

χ = f on ( Sr )

R+A ( σ = σ A c + A a Pa + A w Pw + At

Lambe (1960)

Definición en texto

σ′ = σ + ψ P"

Aitchinson (1961)

ψ parámetro del suelo entre 0 y 1 P” = deficiencia presión agua = Pa - Pw

σ′ = σ + β P"

Jennings (1961)

β = f on ( A c )

σ′ = σ − Pa + χm ( Pa + hm ) + + χ s ( Pa + hs )

σ′ = σ + η ( Pa − Pw ) − Pa (1 − a )

PARÁMETROS

β′ = f on ( A a , A w , A c )

χm , χ s = f on ( Sr ) Richards (1966)

hs = succión osmótica hm = succión estructural

Sparks (1963)

η = f on ( T , A w , Pa − Pw )

a = f on ( A c )

TENSIÓN EFECTIVA Saturado :σ′ = σ − p w

No saturado (Bishop, 1959) σ :′=

σ + χ ( pa − p w ) − pa

Pero estas tensiones efectivas no explican el fenómeno de colapso:

Alternativa: dos tensiones efectivas independientes. De esta manera, los fenómenos de hinchamiento y colapso pueden representarse en un espacio (e, σ-pa, pa-pw)

TENSIONES EFECTIVAS

 σx − pa  3D  τxy  τ  xz

τxy σ y − pa τ yz

τxz   pa − p w   τ yz  y  0  0 σz − pa  

TENSIÓN NETA

1D

( σ − pa )

y

( pa − p w )

 σx − pa    2D  σ y − pa  y  τxy   

DEFORMACIÓN PLANA

( pa − p w )

0 pa − p w 0

0   0  pa − p w 

SUCCIÓN (Esférica)

SUELO NO SATURADO (Tensión neta; Succión)

ESPACIOS DE TENSIONES. SUELOS NO SATURADOS ISOTRÓPICOS

    

: Humedecimiento a tensión constante : Carga en suelo saturado : Secado a tensión constante : Carga a succión constante : Trayectoria seguida en un ensayo de presión de hinchamiento

ESPACIOS DE TENSIONES. SUELOS NO SATURADOS TRIAXIAL

OA : Carga isotrópica – Suelo saturado AB : Secado a tensión media constante BC : Aplicación de un desviador a succión y tensión media constante

Superficie de Estado

   pa   c  log  pa  p w      pa  log  pa  p w  

e  b  log  d  log

(Lloret y Alonso, 1988)

6.6

Influència de la succió i la microstructura sobre la deformació volumètrica

SUCCIÓN

:

Controla el desarrollo del colapso (o el hinchamiento) a medida que se reduce (humedecimiento) Ver Figura adjunta obtenida en un edómetro con control de succión (Arcilla compactada de Boom; Romero, 1997)

MICROESTRUCTURA

:

Es difícil aislar su influencia porque:

a)

El el “lado seco” la estructura es abierta PERO TAMBIÉN existe una succión alta. Por tanto no se puede inferir “a priori” que a microestructuras abiertas, bimodales, típicas del lado seco le corresponden colapsos elevados (o hinchamientos)

b)

En el “lado húmedo” la estructura es unimodal (“dispersa” en propuesta de Lambe) PERO TAMBIÉN existe una succión baja. Por tanto no se puede inferir “ a priori” que a las estructuras unimodales/dispersas del lado húmedo le corresponde una escasa deformación volumétrica

SON NECESARIOS ENSAYOS AD HOC, QUE SE PRESENTAN EN LAS FIGURAS SIGUIENTES

Idea: Compactar en un determinado estado (seco – D - o húmedo – W – y modificar a continuación la humedad de la muestra para convertirla en “húmeda” o “seca” y poder así compararla con muestras directamente compactadas como “húmedas” o “secas”

LOW PLASTICITY CLAY (Barcelona). WETTING-TESTING PATHS: DD, WD, DW, WW, DWD

Porosimetría del limo arcilloso de Barcelona, compactado en las posiciones W y D

EQUIPO EDOMÉTRICO CON CONTROL DE SUCCIÓN UTILIZADO EN ESTA INVESTIGACIÓN

SUCTION CONTROL LOADING-WETTING

Suction dry = 1.0 MPa Suction wet = 0.1 MPa PATHS: DW, WW

SUCTION CONTROL LOADING-WETTING

PATHS: DD, WD, DWD

Propuesta de criterio de compactación. a) Suelos de plasticidad media y baja o suelos bajo tensiones de confinamiento elevadas. b) Suelos de plasticidad alta o suelos bajo tensiones de confinamiento medias y bajas.

CONCLUSIONES  El valor de la succión inicial es el principal factor para explicar el cambio volumétrico posterior al saturar. Muestras compactadas del lado húmedo pueden colapsar (o hinchar) si experimentan un proceso de secado tras la compactación  No es fácil dar reglas de validez general para compactar un suelo a partir de los índices (γ d , w) únicamente (Por las razones anteriores) En primera aproximación:  Proctor Modificado: conduce a densidades muy altas → ries-go de hinchamiento  Proctor Normal: Insuficiente densidad en ocasiones para evitar colapsos  Las microestructuras del lado húmedo son menos propensas a cambios volumétricos que las obtenidas por el lado seco. Pero este factor es secundario frente a otros (densidad inicial y succión inicial)

6.7

Estructures fonamentades sobre rebliments

LA MINA DE DAROCA. Construída en tiempos de Felipe II para evitar las inundaciones periódicas de la villa de Daroca, Teruel

6.8

Efecte de la pluja sobre terraplens de carretera

. Rainfall induced deformations of road embankments.

Intensidad de lluvia (mm/día)

(Eix transversal, Catalunya)

140 120 100 80 60 40 20 0 111- 21Sep Septiembre Sep Sep

1Oct

11- 21Octubre Oct Oct

31Oct

Rainfall distribution

Lluvia acumulada en 38 días: 374 l/m2 Máxima lluvia en un día: 123 l/m2

BRIDGE ABUTMENT

Erosion of slopes

Gaps opened between transition slab and fill

Collapse of earth fill

Shallow slides

ROAD EMBANKMENT (Lérida-Gerona, Cataluña) CARACTERÍSTICAS:  Suelo residual de granito

wL = 30-40% IP = 10-16%

 Proctor Normal (Proyecto)

γ d opt = 1.75 Mg/m3 wopt = 14.7%

 Control de campo (sonda nuclear)

γ d opt = 1.85 Mg/m3 (1.76-1.99 Mg/m3) wopt = 9.4% (6.5-12.4%)

 Muestras tomadas en sondeos tras fuertes lluvias γ d opt = 1.76 Mg/m3 (1.67-1.95 g/cm3) wopt = 13.2% (8-17.8%)

Propiedades del terreno Suelo residual de granito

Φ < 74 µm

Promedio construcción Medidas construcción Optimo Proctor Normal

Muestras ensayadas Valor promedio

20

Densidad seca (g/cm 3)

Indice de Plasticidad

30

CL

10 ML

CL-ML

0 10

20

30 Límite Líquido

40

≅45%

50

2.1

Sr= 1.0 1.9 1.7

Sr=0.6 1.5 5

Alonso et al. (1999)

10

Sr=0.8

15 20 Humedad (%)

25

Ensayos de inundación bajo carga 0 .7 0 Eje de la calzada

S a tu ra c ió n

0 .6 0 2

In d ic e d e p o ro s , e

Profundidad (m)

0

Coronación talud

w n = 1 5 .7 %

Valor medio inicial

4

.

6 40

50 60 70 80 90 Grado de saturación (%)

100

Grados de saturación tras periodo de lluvias

w f= 1 9 .8 %

0 .5 0

ρ n = 1 .8 9 g /c m

3

e o = 0 .6 8 1 ; S ro = 6 3 .2 %

0 .4 0

0 .0 1

Alonso et al. (1999)

0 .1 T e n s ió n e fe c tiv a v e rtic a l, (σ v-u w ) M P a

1

Deformación de colapso (%)

Ensayos de inundación bajo carga: Colapso remanente ρd= 1.7 g/cm3

-2

Alonso et al. (1999)

ρd =1.9 g/cm3

0 2 4 0

0.05 0.1 Tensión vertical (MPa)

0.15

TODAS LAS MUESTRAS CUMPLIERON EL CRITERIO γ d > 95% γ d OPT PN Y SIN EMBARGO LOS TERRAPLENES COLAPSARON (deformaciones horizontales y verticales) SE MIDIERON CORRIMIENTOS DE MÁS DE 30 cm EN TERRAPLENES DE 6-7 m DE ALTURA Evitar humedades del lado seco

Modelación numérica de la evolución de la deformación Flujo de agua .

kw(Sr)=Kws((Sr-0.25)/0.75)3

.

8

L L U V IA

.

y (m )

6

Sr (ua-uw)

uw=0

4

.

P

.

2 0 0

2

4

6

8

x (m )

10

12

14

S u c c ió n m a tric ia l, (u a-u w ) M P a

1 .0 0

.

.

Deformación

0 .1 0

0 .0 1

0 .0 0

( σ v - u a ) = 0 .0 7 M P a

76

80 84 88 92 96 100 G ra d o d e s a tu ra c ió n , S r (% )

Alonso et al. (1999) .

∆εv= f (∆(ua-uw),∆(σ-ua))

Modelación numérica de la evolución de la infiltración kws= 5· 10-9 m/s 0.0 6

-0.2

y (m )

Sr (t=92 días) P

4

2

0.9

.96

0

2

-0.4

Prof.=1m

6

0.8

0.8 4

Presión del agua (MPa)

P

0 0

5

10

15

x (m ) -0.6 0.1

1.0 10.0 Tiempo (días)

100.0

Alonso et al. (1999)

Modelación numérica de la evolución de la deformación Asiento remanente

8

1 .0 0 .8

t2

0 .6

.

0 .4

4

D e s p la z a m ie n to s (1 0 c m )

2

t1

0 .2 0 .0 1 E -5

t1 t2 t3

6

y (m )

.

A s ie n to / a s ie n to fin a l

t3

0 1 E -4

1 E -3

T ·K

w s/

1 E -2

0 .1

H

0

2

4

6

x (m ) .

kws= 5· 10 m/s -9

H= 7 m

t1= 21 días

8

10

12

14

Alonso et al. (1999)

16

RESISTENCIA AL ESFUERZO CORTANTE DE SUELOS NO SATURADOS

τ f = c '+ ( σn − pa ) tan φ'+s tan φb (Fredlund et al., 1978)

Direct shear tests under controled suction for Madrid clayey sand (“Arena de miga”) Shear strength versus normal stress for different values of the suction

Shear strength versus suction for different values of the normal stress

Escario & Saez, 1986

Results of shear box tests on three different soils under high suctions

Escario & Jucá, 1989

Condiciones de consistencia cerca de saturación

τ f = c '+ ( σn − pa ) tan φ'+ ( pa − p w ) tan φb

Cerca de saturación:

Y, (dτf/ds) = (dτf /dσ’)

τf = c ' + ( σn − p w ) tan φ ' tan φb

=

tan φ '

CONCLUSIONES  La comprensión de los fenómenos de resistencia de suelos no saturados requiere realizar ensayos con succión controlada  La resistencia de un suelo no saturado puede expresarse como:

τ f = f ( σn − p a , s )  La superficie envolvente de rotura no es plana  Los efectos de succión son más fuertes cerca de la saturación (φ’) y pueden estabilizarse (o reducirse) a altas succiones  La dependencia del ángulo de fricción respecto a la succión es muy variable

Estabilidad de los taludes. (Eix Transversal de Catalunya, Girona): Efecto de la succión en la resistencia del suelo Alonso et al. (1999)

.

T e n s ió n d e c o rte , τ (M P a )

0 .3 0

0 .3 0

a M P 0 0 .4 ) = .7 % 5 -u w ( u a w n= 1 φ ' = 2 9 .0 º

0 .2 5 0 .2 0

w n = 1 5 .7 % 0 .2 5

φ b = 1 4 .1 º

0 .2 0

( u a - u w ) = 0 .0 5 M P a

0 .1 5

0 .1 5

0 .1 0

(w )= 0 u w (u a

f

) .6 % ≈2 1

φ '= 2 1 . 0 º 0 .0 5

0 .0 0

0 .0 0 0 .0 5

0 .1 0

( S r > 0 .9 5 )

0 .1 0

0 .0 5

0 .0 0

φb→ φ'

0 .1 5

0 .2 0

0 .2 5

T e n s ió n v e rtic a l n e ta , (σ v -u a) M P a

(σ v-u a):

w f ≈2 1 .6 %

0 .0 0

0 .1 0

0 .2 0 M P a 0 .0 7 M P a 0 .2 0

0 .3 0

0 .4 0

S u c c ió n , (u a-u w ) M P a

τf = c’+ (ua-uw) tan Φb + (σ-ua) tan Φ’= cap+ (σ-ua) tan Φ’ .

0 .5 0

Estabilidad de los taludes: Efecto de la succión en la resistencia del suelo Alonso et al. (1999)

14

cap= 0

12

8

6

6

4

4

0

5

10 15 x (m)

F.S. min. FS min= 1.818 1.82

10 y (m)

8

ccapap= 10kPa) kPa = 10

12

F.S. Min 0.82

10 y (m)

14

20

25

0

5

10 15 x (m)

τf = c’+ (ua-uw) tan Φb + (σ-ua) tan Φ’= cap+ (σ-ua) tan Φ’

20

25

Conclusiones (terraplenes en Girona): •Un periodo de fuertes lluvias puede inducir daños de diversa índole: erosión, descalces, asientos y deslizamientos superficiales. •Humedades de compactación por debajo de la humedad óptima con densidades secas del orden del Proctor Normal conducen, al aumentar la humedad del suelo, a deformaciones de colapso que se traducen en asientos importantes (del orden de 20-30 cm en el caso estudiado). Los asientos futuros se pueden estimar mediante ensayos de inundación bajo carga.

Conclusiones: •Un análisis numérico que acople el flujo no saturado y la deformación por cambios de tensión y succión, puede modelar la evolución de los asientos. •Con la permeabilidad obtenida en laboratorio, los tiempos de infiltración necesarios para saturar el terraplén son muy altos. Los asientos debidos a futuros aumentos de saturación son pequeños. • La cohesión aparente aumenta rápidamente con la succión. En el interior del terraplén la cohesión aparente impide la existencia de roturas profundas.

WETTING UNDER LOAD TESTS