121

7.2.7 Caracterización mecánica.

En la evaluación de las características mecánicas de la muestra del km 49+200 se obtuvieron los siguientes resultados:

7.2.7.2 Ensayos de corte directo modalidad CU

El ensayo de corte directo para la muestra del km 49+200 fue en la modalidad CU (consolidado no drenado), sobre muestras en estado no saturado y saturada.

En la Tabla 38 se reportan los parámetros de resistencia al corte obtenidos mediante ensayos de corte directo modalidad CU (consolidado no drenado).

Tabla 38. Parámetro de resistencia al corte del su elo del km 49+200

Muestra γγγγ Cohesión Angulo de fricción

(kN/m3) (kPa) (°)

No saturada 16,1 20 34

Saturada 16,4 7 35

Con estos parámetros se construyó la grafica de esfuerzo axial vs esfuerzo cortante que se presenta en la Figura 66.

Figura 47. Esfuerzo axial vs. Esfuerzo cortante mu estra km 49+200

122

Como era de esperarse, se evidencia una caída en la resistencia al esfuerzo cortante de la muestra saturada con respecto a la muestra natural.

Posteriormente, con los datos obtenidos, se realizará el análisis del factor de seguridad obtenido a través del programa “Slide” para diferentes inclinaciones de taludes de corte.

7.2.7.2 Ensayos Edométricos.

Para la muestra del km 49+200 se ejecutó el ensayo de consolidación unidimensional sobre muestras en estado no saturado sin inundar e inundadas con agua. En la Figura 48 se presentan los resultados del ensayo para las muestras en términos de índice de vacíos normalizado versus carga.

Figura 48. Curvas de compresibilidad de ensayos ed ométricos normalizadas para el km 49+200

Para las cargas mayores se observa que el estado saturado presenta mayores deformaciones que el estado no saturado.

123

El potencial de Colapso obtenido para la muestra del km 49+200, calculado a partir de la expresión � = ∆R

>�Rg, donde Cp es el potencial de colapso, ∆� es la

variación del índice de vacíos para un mismo nivel de tensión y �>es el índice de vacíos de la muestra en estado no saturado para un mismo nivel de tensión; dio 1.07% para el caso más crítico (190 kPa). De acuerdo con la Tabla 7, este suelo presenta moderada posibilidad de colapso en obras de ingeniería.

7.2.7.3 Ensayo de Succión con papel filtro

La curva característica de retención de agua por la técnica del papel filtro para la muestra inalterada del km 49+200 se presenta a continuación (Figura 49).

Figura 49. Curvas características o de retención de agua del km 49+200

La muestra posee una humedad natural del 25%, y a medida que se aumenta o se disminuye la humedad de la muestra se pueden apreciar cambios en el valor de la succión.

La forma de la curva indica un suelo con variación gradual de poros, esto indica que variaciones en la humedad general cambios importantes en la succión y por consiguiente efectos significativos en la resistencia.

La pérdida de resistencia presentada en la muestra al pasar del estado no saturado (humedad natural) al estado saturado (humedad de saturación) de

124

acuerdo al ensayo de corte directo y la disminución en la succión al pasar del estado no saturado (humedad natural) al estado saturado (humedad de saturación) es el indicado en la tabla 39:

Tabla 39 Valores de resistencia de la muestra del k m 49+200 en estado no saturado y en estado saturado

Muestra w γγγγ Cohesión Angulo de fricción Ua-Uw

(%) (kN/m3) (kPa) (°) (kPa)

No saturada 25 16,1 20 34 99

Saturada 66 16,4 7 35 Menor a 5

Como se desprende de la tabla 39, El ángulo de fricción permanece sensiblemente constante al pasar del estado no saturado al estado saturado y las pérdidas en la resistencia al pasar del estado no saturado al estado saturado se presentan en la cohesión del orden de 13 kPa y en la succión en un valor superior a 94 kPa.

7.2.8 Diseño de inclinación del talud de corte y fa ctor de seguridad

La zona por la cual se pretende construir la doble calzada entre el municipio de Marinilla y Santuario de la Autopista Medellín – Bogotá en el km 49+200, presenta una altura de corte de aproximadamente 36 metros. Con el fin de determinar la inclinación óptima del talud de corte de la zona en evaluación, se modelaron diferentes alternativas de inclinación y se calculó el Factor de Seguridad para cada talud a través del programa “Slide”, considerando condiciones en estado no saturado y condiciones en estado saturado para los parámetros de corte directo. La inclinación de los taludes que se modelaron con el programa “Slide” son las siguientes:

- Talud natural con inclinación 0.9:1 (H:V) - Talud con inclinación 0.50:1 (H:V) - Talud con inclinación 0.75:1 (H:V) - Talud con inclinación 1:1 (H:V) - Talud con inclinación 1.2:1 (H:V) - Talud con inclinación 1.5:1 (H:V) - Talud con inclinación 1.2:1 con terrazas intermedias de 5 metros de ancho

cada 10 metros (H:V)

Para cada inclinación, se obtuvo el factor de seguridad arrojado por el programa mediante el método de Bishop simplificado y el método de Janbu simplificado; las cuales se pueden observar en el Anexo 4. Los Factores de Seguridad obtenidos para la muestra considerando condiciones en estado no saturado del km 49+200 se aprecian en la Tabla 40.

125

Tabla 40. Factores de seguridad para la muestra no saturada del km 49+200

Muestra Muestra No saturada CU

km 49+200 γ Cohesión Angulo

de fricción

Factor de Seguridad

Bishop

Factor de Seguridad

Janbu Talud (kN/m3) (kPa) (°) Terreno Natural (0,9:1)

16,1 20 34 1,4 1,3

0,5:1 16,1 20 34 1,2 1,1

0,75:1 16,1 20 34 1,1 1,1

1:1 16,1 20 34 1,2 1,1

1.2:1 16,1 20 34 1,3 1,2

1.5:1 16,1 20 34 1,6 1,5

1.2:1 con terrazas 16,1 20 34 1,6 1,5

Para la muestra en estado no saturado, por el método simplificado de Janbu se obtienen factores de seguridad sensiblemente menores que por el método simplificado de Bishop. Para ambos casos, al realizar el corte del talud, se obtienen factores de seguridad inferiores para los taludes 0,5:1; 0,75:1; 1:1 y 1,2:1 al del terreno natural (0,9:1) antes de realizar el corte. El terreno natural (0,9:1) presenta un factor de seguridad aceptable para condiciones estáticas. El talud de corte 1,2:1 es sensiblemente similar al del terreno natural (0,9:1). Los taludes de corte 1,5:1 y 1;2:1 con terrazas presentan valores de factor de seguridad mayores al del terreno natural (0,9:1).

Los Factores de Seguridad obtenidos para la muestra considerando condiciones en estado saturado del km 49+200 se aprecian en la Tabla 41.

Tabla 41. Factores de seguridad para la muestra sat urada del km 49+200

Muestra Muestra Saturada CU

km 49+200 γ Cohesión Angulo

de fricción

Factor de Seguridad

Bishop

Factor de Seguridad

Janbu Talud (kN/m3) (kPa) (°) Terreno Natural (0,9:1)

16,4 7 35 1,2 1,1

0,5:1 16,4 7 35 0,8 0,8

0,75:1 16,4 7 35 0,9 0,9

1:1 16,4 7 35 1,0 0,9

1.2:1 16,4 7 35 1,1 1,1

1.5:1 16,4 7 35 1,4 1,3

1.2:1 con terrazas 16,4 7 35 1,3 1,3

126

Para la muestra en estado saturada, por el método simplificado de Janbu se obtienen factores de seguridad sensiblemente menores que por el método simplificado de Bishop. Para ambos casos, al realizar el corte del talud, se obtienen factores de seguridad inferiores para los taludes 0,5:1; 0,75:1; 1:1 y 1,2:1 al del terreno natural (0,9:1) antes de realizar el corte. El terreno natural (0,9:1) presenta un factor de seguridad no recomendado para condiciones estáticas. El talud de corte 1,2:1 es sensiblemente similar al del terreno natural (0,9:1). Los taludes de corte 1,5:1 y 1;2:1 con terrazas presentan valores de factor de seguridad mayores al del terreno natural (0,9:1).

7.2.9 Método probabilístico FOSM e índice de confia nza

Una vez obtenidos en el programa “Slide” los factores de seguridad para cada muestra (natural y saturada) con los valores obtenidos de cohesión, ángulo de fricción y peso específico del terreno del ensayo de corte directo, se procede a realizar tres nuevas evaluaciones, efectuando incrementos para cada valor en un 10%, dejando inalterables los demás parámetros como lo requiere el método probabilístico de FOSM. En el anexo 5 se presentan los cálculos.

Posteriormente, se procede a calcular la desviación y la varianza de los resultados obtenidos, y se calcula el peso de cada variable en la composición del factor de seguridad para el talud, resultados que se muestra en la Tabla 42 para la muestra en estado no saturado y Tabla 43 para la muestra en estado saturado. En las Figuras 50 y 51 se aprecia gráficamente la distribución para el método simplificado de Bishop para las muestras en estado no saturado y en estado saturado respectivamente.

Tabla 42. Peso de cada variable en la composición d el factor de seguridad para el talud del km 49+200 para la muestra no saturada

Muestra Peso de cada variable Bishop Peso de cada variable Janbu

km 49+200 γ Cohesión Angulo

de fricción

γ Cohesión Angulo de

fricción

Talud (kN/m3) (kPa) (°) (kN/m3) (kPa) (°) Terreno Natural (0,9:1)

0,3% 31,3% 68,4% 0,3% 34,5% 65,2%

0,5:1 0,5% 39,7% 59,8% 0,3% 40,1% 59,6%

0,75:1 0,3% 42,0% 57,7% 0,5% 44,4% 55,1%

1:1 0,0% 41,1% 58,9% 0,4% 46,0% 53,7%

1.2:1 0,4% 32,6% 67,0% 0,3% 37,4% 62,3%

1.5:1 0,3% 33,4% 66,3% 0,3% 36,8% 62,9%

1.2:1 con terrazas 0,3% 36,2% 63,5% 0,3% 36,8% 62,9%

127

Figura 50. Gráfico del peso de cada variable en la composición del factor de seguridad para el talud del km 49+200 para la muestra no saturada por el método simplificado de Bishop

El método simplificado de Janbu, arroja valores de los parámetros son sensiblemente cercanos a los que presenta el método simplificado de Bishop.

Para ambos casos, se puede observar, que en todas las inclinaciones del talud de corte en estado no saturado, la componente que tiene un mayor peso en el Factor de Seguridad es el ángulo de fricción. La cohesión oscila entre un 30% y un 40% del peso en el Factor de Seguridad, sin tener una constante en su comportamiento.

El parámetro de peso específico no tiene un aporte significativo en el valor del Factor de Seguridad.

128

Tabla 43. Peso de cada variable en la composición d el factor de seguridad para el talud del km 49+200 para la muestra saturada

Muestra Peso de cada variable Bishop Peso de cada variable Janbu

km 49+200 γ Cohesión Angulo

de fricción

γ Cohesión Angulo de

fricción

Talud (kN/m3) (kPa) (°) (kN/m3) (kPa) (°) Terreno Natural (0,9:1)

0,4% 39,4% 60,2% 0,3% 33,3% 66,3%

0,5:1 0,5% 50,5% 49,1% 0,4% 64,1% 35,5%

0,75:1 0,4% 29,0% 70,7% 0,3% 23,3% 76,4%

1:1 0,2% 13,3% 86,5% 0,1% 11,9% 88,0%

1.2:1 0,1% 9,1% 90,9% 0,1% 10,1% 89,8%

1.5:1 0,1% 11,8% 88,1% 0,0% 6,6% 93,4%

1.2:1 con terrazas 0,1% 9,3% 90,6% 0,1% 10,4% 89,6%

Figura 51. Gráfico del peso de cada variable en la composición del factor de seguridad para el talud del km 49+200 para la muestra saturada por el métod o simplificado de Bishop

El método simplificado de Janbu, muestra valores sensiblemente cercanos a los del método simplificado de Bishop.

129

Para ambos casos, se puede observar, que en la mayoría de las inclinaciones del talud de corte en estado saturado, la componente que tiene un mayor peso en el Factor de Seguridad es el ángulo de fricción, debido a la pérdida de cohesión al saturar la muestra (pasa de 20 kPa a 7 kPa). La cohesión no proporciones constantes, siendo bastante variable. Sólo para un talud de corte de 0,5:1 se presenta un mayor valor de la componente cohesión que del ángulo de fricción para establecer el Factor de Seguridad

Por último se calcula el índice de confiabilidad y la probabilidad de falla para el talud analizado, resultados que se muestran en la Tabla 44 y 45 y Figura 52.

Tabla 44. Índice de confiabilidad y Probabilidad de falla del talud del km 49+200 para la muestra no saturada

Muestra Método simplificado de

Bishop Método simplificado de

Janbu

km 49+200 No saturada

Índice de confiabilidad

Probabilidad de falla

Índice de confiabilidad

Probabilidad de falla

Talud Terreno Natural (0,9:1)

2,7 0,4% 2,1 1,7%

0,5:1 1,4 8,8% 0,8 20,1%

0,75:1 1,1 14,6% 0,7 24,8%

1:1 1,6 6,0% 1,1 14,6%

1.2:1 2,4 0,9% 1,8 3,7%

1.5:1 3,4 0,0% 2,9 0,2%

1.2:1 con terrazas 3,2 0,1% 2,8 0,2%

Tabla 45. Índice de confiabilidad y Probabilidad de falla del talud del km 49+200 para la muestra saturada

Muestra Método simplificado de

Bishop Método simplificado de

Janbu

km 49+200 Saturada

Índice de confiabilidad

Probabilidad de falla

Índice de confiabilidad

Probabilidad de falla

Talud Terreno Natural (0,9:1)

1,3 9,4% 1,0 16,3%

0,5:1 Menor a 0 96,5% Menor a 0 97,0%

0,75:1 Menor a 0 73,1% Menor a 0 88,2%

1:1 0,1 46,4% Menor a 0 67,3%

1.2:1 1,1 13,1% 0,6 25,8%

1.5:1 2,5 0,6% 2,1 1,7%

1.2:1 con terrazas 2,3 1,1% 1,9 2,6%

130

Figura 52. Probabilidad de falla para las muestras no saturada y saturada del Km 49+200 por el método de Bishop

Los taludes de minas tienen probabilidades aceptables en el rango de 1/10 a 1/100 y para las vías el rango aceptable de probabilidad es de 1 a 2%.(Valencia et al., 2005).

Con esta consideración, de la Figura 52, podemos concluir que en estado no saturado los taludes de corte, 1,2:1, 1,5:1 y 1,2:1 con terrazas presentan una probabilidad de falla aceptable. Los demás taludes de corte 0,5:1; 0,75:1 y 1:1 no deben ser tenidos en cuenta ya que es casi seguro que fallen.

Para el estado saturado los taludes de corte, 1,5:1 y 1,2:1 con terrazas presentan una probabilidad de falla aceptable. Los demás taludes de corte 0,5:1; 0,75:1, 1:1 y 1,2:1 no deben ser tenidos en cuenta ya que es casi seguro que fallen.

131

7.3. ANÁLISIS DE ALTERNATIVA PARA LA MUESTRA DEL KM 41+500 (MARINILLA)

Al analizar los resultados obtenidos de la curva característica de succión, se puede identificar que desde un 27% de humedad, se presenta el mismo valor de succión (ver Figura 53), por lo que se propone trabajar con los parámetros para un punto después de la entrada de aire a los macroporos. Esto pensando en que con los parámetros obtenidos para el suelo en estado no saturado se corre riesgos y con los parámetros en estado saturado los resultados son conservadores.

.

Figura 53. Valores de succión para la muestra no s aturada (humedad natural 19%), humedad del 27% y último punto registrado de humedad (37%) para la muestra del km 41+500

Los valores con los cuales se realizó el análisis de estabilidad de taludes para la muestra natural y para la muestra saturada se presentan en la tabla 46, para la muestra intermedia se asumirán los valores promedios presentados en la misma tabla.

132

Tabla 46. Parámetros de corte directo para la muest ra no saturada, saturada e intermedia del km 41+500

Muestra w γγγγ Cohesión Angulo de fricción

(%) (kN/m3) (kPa) (°)

No saturada 19 13,3 19 29

Saturada 37 13,6 8 28

Intermedia 27 13,4 13,5 28

Al correr el programa “Slide” con los valores presentados en la tabla 51 para la muestra intermedia, se obtienen los siguientes resultados de factor de seguridad (ver tabla 47):

Tabla 47. Factores de seguridad para la muestra int ermedia del km 41+500

Muestra Muestra Intermedia CU

km 41+500 γ Cohesión Angulo

de fricción

Factor de Seguridad

Bishop

Factor de Seguridad

Janbu Talud (kN/m3) (kPa) (°)

Terreno Natural 13,4 13,5 28 1,2 1,1

0,5:1 13,4 13,5 28 0,8 0,8

0,75:1 13,4 13,5 28 0,8 0,8

1:1 13,4 13,5 28 1,0 1,0

1.2:1 13,4 13,5 28 1,1 1,1

1.5:1 13,4 13,5 28 1,2 1,1

1.2:1 con terrazas 13,4 13,5 28 1,4 1,3

Para la muestra analizada con la humedad intermedia se obtienen factores de seguridad sensiblemente similares por los métodos simplificado de Janbu y por el método simplificado de Bishop para las inclinaciones de corte de talud 0,5:1, 0,75:1 y paras el terreno en estado no saturado (1,2:1). Para las inclinaciones 1:1, 1,2:1, 1,5:1 y 1,2:1 con terrazas, existe una diferencia de 0.1 entre los métodos simplificado de Janbu y el método simplificado de Bishop, siendo el método de Janbu más conservador. Para ambos casos, al realizar el corte del talud, se obtienen factores de seguridad inferiores para los taludes 0,5:1; 0,75:1; 1:1 y 1,2:1 al del terreno natural antes de realizar el corte. El terreno natural presenta un factor de seguridad aceptable para condiciones estáticas. El talud de corte 1,2:1 es sensiblemente similar al del terreno natural. Los taludes de corte 1,5:1 y 1;2:1 con terrazas presentan valores de factor de seguridad mayores al del terreno natural.

En la Tabla 48 se puede observar la composición o peso de cada variable en el factor de seguridad para cada talud de la muestra Intermedia y en la Figura 54 se aprecia gráficamente la distribución para el método simplificado de Bishop para la muestra analizada.

133

Tabla 48. Peso de cada variable en la composición d el factor de seguridad para el talud del km 49+200 para la muestra no saturada

Muestra Peso de cada variable Bishop Peso de cada variable Janbu

km 41+500 γ Cohesión Angulo

de fricción

γ Cohesión Angulo de

fricción

Talud (kN/m3) (kPa) (°) (kN/m3) (kPa) (°)

Terreno Natural 0,3% 36,2% 30,3% 0,3% 32,5% 28,5%

0,5:1 0,5% 41,6% 17,8% 0,4% 51,5% 14,5%

0,75:1 0,5% 58,3% 24,4% 0,4% 50,3% 17,3%

1:1 0,3% 36,3% 26,1% 0,3% 36,2% 27,4%

1.2:1 0,4% 37,7% 28,9% 0,3% 33,7% 31,6%

1.5:1 0,3% 39,9% 30,4% 0,3% 33,8% 32,4%

1.2:1 con terrazas 0,2% 31,0% 40,6% 0,2% 28,6% 44,2%

Figura 54. Gráfico del peso de cada variable en la composición del factor de seguridad para el talud del km 41+500 para la muestra intermedia por el mét odo simplificado de Bishop

El método simplificado de Janbu, arroja valores de los parámetros sensiblemente cercanos a los que presenta el método simplificado de Bishop. Para ambos casos, se puede observar, que en todas las inclinaciones del talud de corte en estado no saturado, la componente que tiene un mayor peso en el Factor de Seguridad es la cohesión, pero a medida que se tiende el talud, gana más peso el ángulo de fricción, hasta llegar a un talud de corte 1,2:1 con terrazas, que supera el peso de las componentes cohesión y ángulo de fricción. El parámetro de peso específico no tiene un aporte significativo en el valor del

134

Factor de Seguridad. Por último se calcula el índice de confiabilidad y la probabilidad de falla para el talud analizado, resultados que se muestran en la Tabla 49 y Figura 55.

Tabla 49. Índice de confiabilidad y Probabilidad de falla del talud del km 41+500 para la muestra Intermedia

Muestra Método simplificado de

Bishop Método simplificado de

Janbu

km 41+500 Intermedia

Índice de confiabilidad

Probabilidad de falla

Índice de confiabilidad

Probabilidad de falla

Talud

Terreno Natural 1,3 10,0% 0,8 20,5%

0,5:1 Menor a 0 98,2% Menor a 0 98,1%

0,75:1 Menor a 0 87,7% Menor a 0 93,4%

1:1 0,4 34,8% Menor a 0 50,7%

1.2:1 1,2 11,2% 0,8 21,9%

1.5:1 1,4 8,8% 1,0 17,0%

1.2:1 con terrazas 2,6 0,4% 2,3 1,0%

Figura 55. Probabilidad de falla para las muestras no saturada, saturada e intermedia del Km 41+500 por el método de Bishop

Los taludes de minas tienen probabilidades aceptables en el rango de 1/10 a 1/100 y para las vías el rango aceptable de probabilidad es de 1 a 2%.(Valencia et al., 2005).

135

Al comparar la probabilidad de falla de la muestra intermedia, con la muestra en estado saturado podemos identificar que la probabilidad de falla se reduce a la cuarta parte para los taludes 1,2:1 y 1,5:1.

Con esta consideración, de la Figura 55, podemos concluir que para el estado intermedio sería aceptable usar el talud 1,2:1 con terrazas, que no es aceptable en el caso saturado. Si se opta por esta opción debe tenerse el cuidado de colocar sistemas de drenaje adecuados que garanticen que no se tendrá aumento de humedad al 27%.

Las áreas de movimiento de tierras requeridas para las diferentes inclinaciones propuestas para el talud del km 41+500 son las presentadas en la tabla 50.

Tabla 50. Áreas de tierra requerida para cada incl inación de talud del km 41+500 (Marinilla)

Talud Área en m 2

0,5:1 144

0,75:1 197

1:1 309

1.2:1 416

1.5:1 505

1.2:1 con terrazas 553

7.4. ANÁLISIS DE ALTERNATIVA PARA LA MUESTRA DEL KM 42+900 (SANTUARIO)

Al analizar los resultados obtenidos de la curva característica de succión, se puede identificar que a diferencia de la muestra anterior, la humedad de la muestra desde la humedad natural hasta la humedad de saturación, siempre presenta un valor de succión que va decreciendo entre 99 kPa y 5,3 KPa (ver Figura 56) de una manera sistemática y abrupta.

Se podría realizar una verificación para diferentes humedades, intermedias entre 24% y 31%, pero para poder trabajar con humedades menores a las de la saturación se debe invertir en sistemas de drenaje que garanticen que no van a ocurrir cambios en la humedad, porque esto generaría cambios enormes en succión y por ende en la resistencia. A diferencia del caso anterior, el rango de humedades para trabajar es muy limitado en este caso, ya que tenemos sólo 7 puntos para pasar de la humedad natural a la humedad de saturación cuando para la muestra del km 41+500 se tienen 18 puntos de humedad.

Por los motivos expuestos anteriormente, y para determinar si la probabilidad de falla del talud puede ser menor a la obtenida en la muestra en estado saturado, se analizarán con una humedad intermedia entre el 24% (humedad

136

en estado no saturado) y el 31% (humedad en estado saturado), la cual se debe garantizar con la instalación de drenes horizontales. Sería de esperarse que al colocar esta humedad intermedia, entre la natural y la de saturación, al igual que en el caso anterior, se obtengan valores intermedios de probabilidad de falla que se pueden mover entre el rango del valor de probabilidad de falla para la muestra natural y el valor de la probabilidad de falla de la muestra saturada, rango mostrado en la Figura 76, en el cual muestra el valor medio de ambas probabilidades considerando una humedad del 27.5%.

Figura 56. Valores de succión para la muestra no sa turada (humedad natural 24%) y humedad de saturación (31%) para la muestra del km 49+200

137

Figura 57. Probabilidad de falla para las muestras no saturada, saturada y media del Km 49+200 por el método de Bishop

Según Whitman los taludes de minas tienen probabilidades aceptables en el rango de 1/10 a 1/100 y para las vías el rango aceptable de probabilidad es de 1 a 2%.(Valencia et al., 2005). Con esta consideración, de la Figura 57, podemos concluir que para el estado medio sólo sería aceptable usar el talud 1,2:1 con terrazas y el talud 1,5:1. Si se opta por alguna de estas opciones debe tenerse el cuidado de colocar sistemas de drenaje adecuados que garanticen que no se tendrá aumento de humedad al 27,5%. Las áreas de movimiento de tierras requeridas para las diferentes inclinaciones propuestas para el talud del km 49+200 son las presentadas en la tabla 51.

Tabla 51. Áreas de tierra requerida para cada incli nación de talud del km 49+200 (Santuario)

Talud Área en m 2

0,5:1 81.81

0,75:1 111.68

1:1 215.72

1.2:1 348.87

1.5:1 560.21

1.2:1 con terrazas 504.64

Usando la alternativa de corte con inclinación 1,2:1 con terrazas se obtiene un ahorro, ya que esta inclinación presenta un área menor de movimiento de tierra que la inclinación 1,5:1.

138

8. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES

Para las dos muestras evaluadas (la del km 41+500 en Marinilla y la del km 49+200 en Santuario), la clasificación USCS arrojó el grupo SM – Arena Limosa.

Para la muestra del km 41+500 en Marinilla la clasificación AASHTO arrojó el grupo A-2-4 – Arena Limosa o Arcillosa y para la muestra del km 49+200 en Santuario la clasificación AASHTO arrojó el grupo A-4 – Suelos Limosos.

Para las dos muestras evaluadas (la del km 41+500 en Marinilla y la del km 49+200 en Santuario), la clasificación MCT expedita arrojó el grupo NS´- NA´. Suelos arenosos no lateríticos (NA’) - Arenas limosas y arenas arcillosas no-lateríticas y Suelos residuales no lateríticos (NS’) - Limos caolíniticos y micáceos, limos arenosos y limos arcillosos no-lateríticos. En conclusión los suelos son residuales.

La concordancia en la correlación presentada por Nogami y Villibor entre la clasificación MCT expedita y la clasificación USCS y la clasificación AASHTO en sus estudios es aplicable para las muestras evaluadas del km 41+500 en Marinilla y la del km 49+200 en Santuario.

Los minerales encontrados a través de los ensayos de difracción de rayos x y del microscopio de barrido electrónico, coinciden con los descritos en la clasificación de grupo de la MCT expedita, lo que permite validar el uso de esta clasificación en los suelos analizados.

La clasificación MCT expedita da un valor agregado relacionado con la mineralogía que no tiene la clasificación USCS y la clasificación AASHTO. El uso de esta clasificación da información certera de las características mineralógicas de los suelos clasificados.

En general, los sistemas de clasificación de suelo USCS y AASHTO, no están asociados a la componente microestructural, a la componente macroestructural y a la intensidad de meteorización que afectan directamente y determinan el comportamiento de los suelos residuales. Si no se usa la clasificación MCT expedita que aporta valiosa información de este tipo como característica para sus grupos, las clasificaciones tradicionales deben complementarse con la ayuda de observaciones en microscopio y con los resultados de los ensayos de análisis químicos y mineralógicos.

De acuerdo a las características topográficas, climáticas, entre otras, de la zona evaluada y los resultados obtenidos de las muestras analizadas, se aprecia que los suelos tienden a ser no lateríticos, variando principalmente entre arenas limo arcillosas, o arenas limosas, o limos arenosos, o limos areno arcillosos con un proceso de meteorización no muy avanzado y contenidos en mantos de espesor grande.

139

A la luz de las observaciones realizadas con el microscopio electrónico de barrido (MEB), se pudo establecer que la microestructura de las muestras es orientada con presencia de macro y microporos.

Un factor importante en los procesos de meteorización es la caracterización química. A partir de los ensayos de caracterización química se pueden identificar aspectos como la cantidad de elementos químicos, el porcentaje de bases y de aluminio, parámetros como la capacidad de intercambio catiónico específica (CICE). La capacidad de intercambio catiónico específica (CICE), determina el potencial que tienen las partículas de formar agregaciones o de actuar como cementantes entre las mismas, influenciando en la microestructura de los suelos residuales, tal como fue evidenciado en las muestras analizadas.

Al realizar los ensayos se pudo determinar que el comportamiento de un suelo en estado no saturado comparado con el comportamiento de un suelo en estado saturado presenta cambios en factores importantes como la resistencia del suelo, convirtiéndolo en un suelo vulnerable y que puede llegar al colapso. Para nuestro caso específico existe una moderada posibilidad de Colapso. La forma de la curva de succión, indica suelos con variación gradual de poros. Adicionalmente, se observan que variaciones en la humedad genera cambios importantes en la succión y por consiguiente efectos significativos en la resistencia. Para la muestra en estado no saturado del km 41+500 en Marinilla la variable que más peso tiene en la estabilidad del talud de corte es la cohesión y para la muestra en estado no saturado del km 49+200 en Santuario la variable que más peso tiene en la estabilidad del talud de corte es el ángulo de fricción. Esta diferencia puede deberse primero al alto valor de ángulo de fricción de la muestra de Santuario y a las diferencias microestructurales que se observan en la MEB, donde para la muestra de Marinilla la estructura se ve más compacta infiriendo que la acción de la cohesión es fuerte y en la muestra de Santuario se observan más las partículas individuales del suelo lo cual generará mayor fricción en la ruptura y por ende un mayor peso de esta variable. Para las muestras en estado saturado del km 41+500 en Marinilla y del km 49+200 en Santuario la variable que más peso tiene en la estabilidad del talud de corte es el ángulo de fricción para ambas muestras.

Se evidencia para ambos casos, una disminución en el valor de la cohesión al pasar de la muestra de estado no saturado a la muestra en estado saturado, el cual se ratifica en la disminución en el peso que tiene en la estabilidad del talud de corte esta variable, para el mismo caso.

A la luz de los resultados la disminución de la resistencia está dada por las pérdidas en la cohesión y las pérdidas en el valor de succión al pasar del estado no saturado al estado saturado. Para ambos casos el valor del ángulo de fricción es muy similar al pasar de la muestra

140

en estado no saturado a la muestra en estado saturado, pero en el peso que tiene en la estabilidad del talud de corte esta variable, se evidencia un incremento significativo, al ganar muchas más importancia cuando la muestra está en estado saturado.

Para la muestra del km 41+500, se observa que desde el máximo valor de humedad hasta el final de la entrada de aire en los macroporos, se observa que la succión varia poco, lo cual tendrá, por consecuencia, poca influencia en el comportamiento mecánico. Para valores de humedad menores al punto de entrada de aire en los macroporos, las variaciones en la succión son importantes, con reflejo directo en el comportamiento mecánico.

Para la muestra del km 49+200, la forma de la curva indica un suelo con presencia de macroporos y una disminución gradual de estos hasta llegar a microporos, esto pueden ser observado también en las Fotografías del MEB.

Es importante resaltar que a pesar de tener Factores de Seguridad en algunos casos mayores de 1, no significa que su probabilidades de ruptura sea <1%.

Para ambos casos, se evidencia una alta probabilidad de ruptura del talud de corte cuando se encuentra en estado saturado, para casi todos las inclinaciones analizadas, lo que demuestra la necesidad de construcción de drenes en el talud que permitan tener una probabilidad más cercana a la reflejada en la muestra en estado no saturado.

La aplicabilidad de los métodos probabilísticos, en comparación con los métodos determinísticos, se ve reflejada en el hecho de que permiten determinar la posibilidad de ruptura, que va más allá que el factor de seguridad el cual de una manera independiente no predice esta probabilidad. Para algunos casos se tienen factores de seguridad mayores a 1, con probabilidades de falla superiores a las permitidas, por lo que el método probabilístico tiene un valor agregado mayor que el determinístico.

El método FOSM es muy interesante, ya que nos permite obtener el efecto (o peso) de cada variable en la variación del factor de seguridad, y por ende en su probabilidad de falla.

La distancia existente entre las zonas de muestreo (7800 m) no permite extrapolar los resultados obtenidos de los análisis al tramo comprendido entre ellas, debido a que la topografía y el relieve de la zona mencionada presentan variaciones y por ende los tipos de suelos que se pueden encontrar pueden cambiar con respecto a los evaluados. No obstante, muestras obtenidas de estas zonas comprendidas entre el km 41+500 y el km 49+200 que presenten una clasificación similar a las muestras evaluadas, permitirían prever un comportamiento similar al acá analizado.

El diseño óptimo de la inclinación de corte del talud, que combine los parámetros técnicos, de seguridad y económicos para las zonas evaluadas son de 1.2:1 con

141

terrazas para ambos casos, considerando una humedad de combinados del 27% para el talud de corte del km 41+500 y del 27,5% para el talud de corte del km 49+200.

Los análisis se realizaron para varias situaciones como son el talud en estado no saturado (humedad natural), el talud saturado (humedad de saturación) y el talud con una humedad intermedia entre la humedad natural y la humedad de saturación. En la realidad, un talud de vías con esta altura y con estas condiciones, nunca debería presentar la situación límite de saturación, ya que para esto suceda, se requiere una “saturación” total del talud, lo que se lograría subiendo el nivel freático en toda su extensión y altura, situación poco probable por las condiciones morfológicas, topográficas e hidráulicas de la zona en estudio.

La probabilidad de la falla de los taludes de corte debido a lluvias, puede ser causada por fuerzas desestabilizantes incrementadas por la infiltración del agua y la reducción de la resistencia cortante debido a la pérdida de succión, en zonas muy superficiales y poco profundas.

Para reducir las variaciones (pérdidas) en los valores de cohesión y de succión, se recomienda la utilización de drenes horizontales para disminuir los procesos de saturación. Adicionalmente, para mitigar los procesos de esta índole, se recomienda implementar sistemas de evacuación de las aguas superficiales en la periferia de los taludes de corte y controlar los efectos de erosión superficial a través de la revegetalización con pastos de rápido crecimiento y raíz profunda. Esto ayuda a controlar el otro fenómeno que puede hacer que un talud colapse, como lo es el de la formación de grietas superficiales debido a procesos de desecación por los gradientes térmicos que se pueden presentar (suelos expuestos a los ciclos intensos de secado y humedecimiento propios de las condiciones climáticas del trópico).

Es recomendable para futuras investigaciones:

Como las muestras analizadas en este trabajo clasificaron como No Lateríticos y bajo un mismo grupo de la clasificación MCT, se propone seguir analizando con suelos de otra génesis que den clasificaciones diferentes a las acá presentadas, la validez y el uso de la clasificación MCT, con los diferentes ensayos realizados.

Realizar análisis de los factores de seguridad y probabilidades de falla de los taludes, incorporando en los programas la variable de succión y el flujo transiente del agua.

Evaluar el comportamiento de muestras con diferentes niveles de meteorización a lo largo de un perfil.

Al efectuar el análisis estadístico y probabilístico, es deseable contar con una cantidad de datos más representativos de las muestras. Por tal motivo se recomienda que para trabajos futuros se efectúe una mayor cantidad de ensayos que permita calcular el coeficiente de variación propio del material que se trabaje.

142

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ANEXO 1

ENSAYOS MUESTRA MARINILLA KM 41+500

MATERIAL: ARENA LIMOSA COLOR AMARILLA ROJIZO FUENTE: TALUD M.D. MARINILLA, Km 41+500

FECHA DE MUESTREO: FEBRERO 25 DE 2010 SITIO DE MUESTREO: Km 41+500

NORMA DE ENSAYO UTILIZADA: I.N.V. E-122, I.N.V. E-123 NORMA DE CONTROL UTILIZADA:

DATOS DEL ENSAYO:

PESO HUMEDO DEL MATERIAL: 1119,5 gr PESO SECO DEL MATERIAL: 901,9 gr PESO DE LA TARA:

HUMEDAD DEL MATERIAL: 24,1 % LÍMITE LÍQUIDO: 37,8 % LÍMITE PLÁSTICO: 36,4 % INDICE PLÁSTICO: 1,4 %

PESO DE LA MUESTRA PARA CALCULAR LA GRADACIÓN: gr

2" 1 1/2" 1" 3/4" 1/2" 3/8" 1/4" No.4 No.10 No.40 No.200 FONDO

50 38,1 25 19 12,5 9,5 6,3 4,75 2 0,425 0,075

0 0 0 0 0 0 0,4 27,5 384,5 675,6 685

0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 3,0 39,6 32,3

0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 3,0 42,6 74,9

100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 97,0 57,4 25,1

D10 N.A. mm D30 N.A. mm D60 N.A. mm Cu N.A. Cc N.A.

CLASIFICACIÓN USC

OBSERVACIONES Y COMENTARIOS:

P.humedo 541,1

P.seco 460

P.recip 123,9

38,1 100,09,5 100,0

4,75 100,02,000 97,00,425 57,40,075 25,1

GRADACIÓN DE CONTROL (LI)

SM

PESO RETENIDO (g)

PORCENTAJE RETENIDO (%)

PORCENTAJE ACUMULADO RETENIDO (%)

PORCENTAJE PASA (%)

CLASIFICACIÓN AASHTO A-2-4

901,9

TAMIZ (PULGADAS)

TAMIZ (MILÍMETROS)

GRADACIÓN DE CONTROL (LS)

CARACTERISTICAS GRANULOMETRICAS Y CLASIFICACION

NO APLICA

DETERMINACION DE HUMEDAD

24,1% de Hum

Fecha : MARZO 20 DE 2010

Página No 1 de 1

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,010,1110100

% Q

UE

PA

SA

DIAMETRO mm

GRANULOMETRÍA MATERIAL COMUN

Archivo:GRADACION MATERIAL COMUNFormato: GE-LBRF-002-1

MATERIAL: ARENA LIMOSA COLOR AMARILLA ROJIZO FUENTE: TALUD M.D. MARINILLA, Km 41+500

FECHA DE MUESTREO: FEBRERO 25 DE 2010 SITIO DE MUESTREO: Km 41+500

NORMA DE ENSAYO UTILIZADA: I.N.V. E-122, I.N.V. E-123 NORMA DE CONTROL UTILIZADA:

DATOS DEL ENSAYO:

PESO HUMEDO DEL MATERIAL: 1119,5 gr PESO SECO DEL MATERIAL: 901,9 gr PESO DE LA TARA:

HUMEDAD DEL MATERIAL: 24,1 % LÍMITE LÍQUIDO: 37,8 % LÍMITE PLÁSTICO: 36,4 % INDICE PLÁSTICO: 1,4 %

PESO DE LA MUESTRA PARA CALCULAR LA GRADACIÓN: gr

2" 1 1/2" 1" 3/4" 1/2" 3/8" 1/4" No.4 No.10 No.40 No.200 FONDO

50 38,1 25 19 12,5 9,5 6,3 4,75 2 0,425 0,075

0 0 0 0 0 0 0,4 27,5 384,5 675,6 685

0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 3,0 39,6 32,3

0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 3,0 42,6 74,9

100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 97,0 57,4 25,1

D10 N.A. mm D30 N.A. mm D60 N.A. mm Cu N.A. Cc N.A.

CLASIFICACIÓN USC

OBSERVACIONES Y COMENTARIOS: Gradación sin ultrasonido Gradación con ultrasonido

% de arcilla con defloculante: 27,4 P.humedo 541,1

% de arcilla sin defloculante: 21,5 P.seco 460

Agregados totales (A.T.): 5,9 P.recip 123,9

Proporcion de agregación (T.A): 21,5 % de Hum 24,1

38,1 100,09,5 100,0

4,75 100,02,000 97,00,425 57,40,075 25,1

TAMIZ (MILÍMETROS)

NO APLICA

CARACTERISTICAS GRANULOMETRICAS Y CLASIFICACIONFecha : MARZO 20 DE 2010

Página No 1 de 1

901,9

TAMIZ (PULGADAS)

CLASIFICACIÓN AASHTO A-2-4 SM

DETERMINACION DE HUMEDAD

GRADACIÓN DE CONTROL (LS)

GRADACIÓN DE CONTROL (LI)

PESO RETENIDO (g)

PORCENTAJE RETENIDO (%)

PORCENTAJE ACUMULADO RETENIDO (%)

PORCENTAJE PASA (%)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,000010,00010,0010,010,1110100

% Q

UE

PA

SA

DIAMETRO mm

GRANULOMETRÍA MATERIAL COMUN CON ULTRA SONIDO

Archivo:GRADACION MATERIAL COMUNFormato: GE-LBRF-002-1

SONDEO: FEBRERO 25 DE 2010 LOCALIZACION: Km 41+500 M.D.-C.D. TALUD

DESCRIPCION: ARENA LIMOSA, COLOR AMARILLA-ROJIZA

LIMITES DE CONSISTENCIA

LIMITE LIQUIDO RESULTADOS

Numero de golpes 32 27 19 Limite Liquido: 37,8%

Recipiente No. 23 24 25 Limite Plastico: 36,4%

Pr + Ph 34,73 34,02 35,33 Indice de Plasticidad: 1,5%

Pr + Ps 29,71 28,94 29,85 Actividad de la arcilla -

P Agua 5,02 5,08 5,48 Humedad natural 24,1%

Pr 15,81 15,45 15,98 U.S.C.: SMPs 13,90 13,49 13,87 AASHTO A-2-4-

% Humedad 36,1% 37,7% 39,5%

LIMITE PLASTICO

Recipiente No. 28 22 OBSERVACIONES:Pr + Ph 24,53 24,55 NORMA DE ENSAYO I.N.V.E. 125 Y 126

Pr + Ps 22,19 22,20

P Agua 2,34 2,35

Pr 15,72 15,77

Ps 6,47 6,43% Humedad 36,2% 36,5%

0,48 250,2 25

FECHA: MARZO 20 DE 2010

Página No. 1 de 1LIMITES DE CONSISTENCIA

20,0%

25,0%

30,0%

35,0%

40,0%

45,0%

50,0%

0 5 10 15 20 25 30 35

CO

NT

EN

IDO

DE

HU

ME

DA

D (

%)

No. DE GOLPES

LIMITE LIQUIDO

ARCHIVO:LIMITES DE CONSISTENCIAFORMATO: GE-LBRF-003-1

MUESTRA: Marinilla

CANTERA: TALUD Km 41+500

MATERIAL: ARENA LIMOSA, COLOR AMARILLA-ROJIZA

1 2 3 4 Promedio

A 490 490,3 490,2

S 500,0 500,0 500,0

C 929,7 949 939,4

B 625,8 645,4 635,6

W = ( C-B ) 303,9 303,6 303,8

V 500,0 500,0 500,0

( V-W ) 196,1 196,4 196,3

( S-A ) 10 9,7 9,8

0,9975 x A/(B+S-C) 2,492 2,490 2,491

0,9975 x S/(B+S-C) 2,543 2,539 2,541

0,9975 x A/(B+A-C) 2,626 2,620 2,623

((S-A)/A)*100 2,04 1,98 2,01

FRACCION PASA TAMIZ No. 4 Y RETENIDO TAMIZ No. 40

Absorción %

Volumen frasco

Volumen muetras

Agua de absorción

Densidad aparente

Densidad aparente sss

Densidad nominal

Fecha : MARZO 24 DE 2010

Página No. 1 de 1

Volumen agua adicional

PRUEBASPeso en el aire muetra seca

Peso en el aire muetra SSS

Peso frasco + arena + agua

Peso frasco + agua

GRAVEDAD ESPECIFICA Y ABSORCION AGREGADO FINO

ARCHIVO: GRAVEDAD ESPECIFICA Y ABSORCION AGREGADO FINOFORMATO: GE-LBRF-010-1

MUESTRA: Marinilla PROCEDENCIA: TALUD Km 41+500 C.D.

MATERIAL: ARENA LIMOSA, COLOR ROJIZA NORMA: I.N.V. E-128

1 2 3 4 Promedio

Peso suelo seco A 128,10 128,15 128,1

Temperatura del agua del ensayo (ºC) 25,5 25,5 25,5

Peso del Picnómetro + el agua a la temperatura del ensayo B 625,80 645,40 635,6

Peso del Picnómetro + el agua + el suelo C 704,90 724,49 714,7

Factor de corrección basado en Peso específico del agua D 0,99794 0,99794 1,0

Densidad aparente D x A/(A+B-C) 2,609 2,607 2,608

Fecha : MARZO 24 DE 2010

Página No. 1 de 1

PRUEBAS

PESO ESPECÍFICO DE LOS SUELOS Y DEL LLENANTE MINERA L

ARCHIVO: PESO ESPECIFICO DE LOS SUELOS Y DEL LLENANTE MINERALFORMATO: GE-LBRF-017-1

Muestra Nº Marinilla

Descripción de la muestra ARENA LIMOSA, COLOR AMARIL LA-ROJIZA

Altura del molde 30,5 cm Area de molde 183,37 cm2 Volumen 5703,25 cc

ENSAYO Nº PESO g P.U.S. g/cc ENSAYO Nº PESO g P.U.C. g/c c

1 6004 1,053 1 7046 1,235

2 5927 1,039 2 6961 1,221

3 5969 1,047 3 6962 1,221

PROMEDIO 5966,7 1,046 PROMEDIO 6989,7 1,226

OBSERVACIONESNorma de ensayo NTC 92, I.N.V.E -

217

PESO UNITARIO DE LOS AGREGADOSFECHA : MARZO 24 DE 2010

Página 1 de 1

PESO UNITARIO SUELTO PESO UNITARIO COMPACTADO

Diametro = 15,43 cm

ARCHIVO: PESO UNITARIO DE LOS AGREGADOSFORMATO: GE-LBRF-041-1

PROCEDENCIA: Km 41+500 C.D. PROFUNDIDAD: APIQUE

MATERIAL: MATERIAL COMUN TIPO DE ENSAYO: PROCTOR MODIFICADODESCRIPCION DE LA MUESTRA: ARENA LIMOSA COLORAMARILLA- ROJIZA

PRUEBA No. 2 5

Peso Molde + Peso humedo (grs) 6904Peso Molde (grs) 2902Peso suelo humedo (grs) 4002Volumen del molde (cm3) 2128,8Densidad del suelo humedo 1880CAJA 1013Peso de la Caja (grs) 156,1Peso del suelo humedo + Caja (grs) 1497,5Peso del suelo seca + Caja (grs) 1302,5Peso del suelo seco (grs) 1146,4Peso del agua (grs) 195,00Contenido de Humedad (%) 17,0Densidad de suelo seco (kg/m3) 1607NORMA I.N.V E-142

14,5 1581 DATOS ENSAYO17,0 160718,7 1614

20,3 1601 PESO MARTILLO : 10 LB

ALTURA DE CAIDA: 18"

NUMERO DE CAPAS: 5

GOLPES POR CAPA: 56

MOLDE NUMERO: 2

PASA TAMIZ: 3/4"

INFORMACION DEL ENSAYO

HUMEDAD OPTIMA: 18,00%

DENSIDAD MAXIMA: 1612 Kg/m3

LIMITE LIQUIDO: 37,8%

LIMITE PLASTICO: 36,4%

INDICE DE PLASTICIDAD: 1,5%

FECHA: MARZO 23 DE 2010

Página No. 1 de 1ENSAYO DE COMPACTACION "PROCTOR"

1 3 46756 6980 70042902 2902 29023854 4078 4102

2128,8 2128,8 2128,81810 1916 19271006 5002 4007155,7 117,8 124,4

1224,0 877,5 831,51088,6 757,7 712,0932,9 639,9 587,6

1581 1614 1601

135,4 119,80 119,5014,5 18,7 20,3

1540

1550

1560

1570

1580

1590

1600

1610

1620

12,0 13,0 14,0 15,0 16,0 17,0 18,0 19,0 20,0 21,0 22,0 23,0 24,0

Den

sida

d S

eca

kg/m

3

Contenido de Humedad %

HUMEDAD vs PESO UNITARIO

ARCHIVO : PROCTOR MATERIAL COMUNFORMATO : GE-LBRF-012-1

Fecha: MARZO 24 DE 2010

Página 1 de 1

Abscisa:Descripción del Material:Muestra:Norma:

37,80,0%

42,6%68,0%25,7

02,6232,6082,8911,658

6989,75703,25

1,226

1,2261,612

181,5441,5441,54420,7

DETERMINACIÓN DE LA DENSIDAD Y HUMEDAD DE EQUILIBRI O

Peso Unitario seco sueltoPara Indice Plástico entre 5 y 10 se toma el valor de Yd s que de un menor de Yd a

Peso Unitario seco sueltoDensidad Máxima Seca (Ensayo Proctor Modificado)

Volumen del frasco (Ensayo Peso Unitario Suelto)

Porcentaje que pasa el tamiz No. 4 y que es retenido en el tamiz No. 40Porcentaje que pasa el tamiz No. 40Límite Líquido corregidoPara Indice Plástico igual o mayor a 10Peso específico aparante fracción retenida No. 4Peso específico aparante fracción pasa No. 4 retenida No. 40Peso específico aparante fracción pasa No. 40Peso específico aparante medioPeso Unitario seco sueltoPara Indice Plástico menor a 5

Humedad óptima (Ensayo Proctor Modificado)Densidad de EquilibrioDensidad de EquilibrioDensidad de Equilibrio elegidaHumedad de equilibrio

Peso del material (Ensayo Peso Unitario Suelto)

Porcentaje retenido en el tamiz No. 4

Km 41+500 C.D. ARENA LIMOSA, COLOR AMARILLA-ROJIZOMarinillaI.N.V. E-146

Límite Líquido

ARCHIVO: DETERMINACION DE LA DENSIDAD Y HUMEDAD DE EQUILIBRIOFORMATO: GE-LBRF-009-1