Comportamiento Mecanico de Un Suelo No Saturado

Comportamiento mecánico de un suelo no saturado en condiciones triaxiales. Estudio experimental y modelación Mechanical behaviour of an unsaturated soil under triaxial conditions. Experimental study and modelling

M. Barrera-Bucio E. Romero A. Lloret M. Sánchez

Investigador del Instituto Mexicano del Transporte (IMT), Querétaro, México Profesor de la Universidad Politécnica de Cataluña (UPC), Barcelona, España Profesor de la Universidad Politécnica de Cataluña (UPC), Barcelona, España Doctorando de la Universidad Politécnica de Cataluña (UPC), Barcelona, España

RESUMEN. Se presenta un estudio experimental enfocado a analizar el comportamiento hidro-mecánico de un suelo parcialmente saturado. Con este objetivo se realizaron una serie de ensayos de compresión triaxial a succión constante, partiendo del mismo estado de esfuerzo y sometiendo a las muestras a diferentes trayectorias previas. Se analizaron tres estados: a) muestra normalmente consolidada, b) muestra sobreconsolidada por ciclo de carga-descarga y c) muestra sobreconsolidada por ciclo de humedecimientosecado. Este trabajo también explora las posibilidades del modelo elastoplástico para suelos no saturados propuesto por Alonso et al. (1990), para reproducir el comportamiento observado en las diferentes trayectorias.

1.

INTRODUCCIÓN

En los últimos años se han realizado importantes esfuerzos en la mecánica de los suelos no saturados, tanto en los aspectos vinculados con la mejora de las técnicas experimentales como también con el desarrollo de modelos constitutivos. En cuanto a este último aspecto, el modelo propuesto por Alonso et al. (1987) constituye un marco conceptual de referencia para la modelación del comportamiento elastoplástico de suelos no saturados. La formulación matemática del modelo, que se conoce como BBM (Barcelona Basic Model), se presentó en Alonso et al. (1990). Wheeler & Sivakumar (1995), Wheeler (1996), Cui & Delage (1996), Alonso et al. (1999), Vaunat et al. (2000) han presentado modelos constitutivos, que incluyen otros aspectos del comportamiento de estos suelos (anisotropía, hinchamiento irrecuperable, incorporación del contenido de humedad en forma acoplada con el modelo mecánico, histéresis de la curva de retención). Con respecto a las técnicas experimentales en ensayos triaxiales, se ha puesto énfasis en el desarrollo de nuevos sistemas para controlar la succión (Blatz & Graham, 2000) y mejorar la medida en el cambio de volumen (Romero et al., 1997; Rifa’i et al., 2002; Barrera, 2002). Sin embargo, son pocas las investigaciones dirigidas a la validación de un modelo constitutivo para suelos no saturados a partir de resultados experimentales en condiciones triaxiales, pudiendo destacarse en este sentido los trabajos recientes de Rampino et al. (2000) y Geiser et al. (2000).

Este trabajo está orientado a estudiar el comportamiento mecánico de una arcilla de baja plasticidad en condiciones no saturadas, empleando una célula triaxial con control de succión. Asimismo, se analiza y explica el comportamiento mecánico del material dentro del marco del modelo BBM. Se ha puesto una atención especial en el proceso de elaboración de las muestras, a fin de conocer las condiciones iniciales del material con vistas a su modelación, así como en la selección de las trayectorias de esfuerzo seguidas para validar el modelo constitutivo y obtener los parámetros del material. Con este trabajo se pretende realizar una contribución al conocimiento del comportamiento de este tipo de suelos frente a carga desviadora en condiciones de succión controlada, aspecto poco estudiado hasta el momento; así como explorar las posibilidades del modelo BBM para reproducir la repuesta observada en los ensayos.

2. MODELO CONSTITUTIVO MECÁNICO El modelo BBM utiliza dos variables de esfuerzo independientes: el tensor de esfuerzo neto (exceso del esfuerzo total sobre la presión de aire) y la succión, que es una variable de tipo escalar definida como la presión de aire menos la presión de líquido intersticial. En el espacio de esfuerzos (p, q, s), donde p es el esfuerzo medio neto, q el esfuerzo desviador y s la succión, el modelo adopta una superficie de fluencia de forma elíptica:

q 2 − M 2 ( p + ps )( p0 − p ) = 0

(1)

donde ps = ks s está relacionado con el incremento de la cohesión aparente con la succión, p0 es la presión de preconsolidación a una succión determinada y M es la pendiente de la línea de estado crítico. La variación de p0 con s está dada por la siguiente expresión:

dp0∗ 1+ e d ε vp = p0∗ λ ( 0 ) − κ

(4)

El modelo adopta una regla de flujo no asociada: d ε qp d ε vp

=

2qα M 2 ( 2 p + ps − p0 )

(5)

λ ( 0 ) −κ

 p0   p0∗  λ ( s ) −κ  c = c  p  p 

(2)

donde α es la constante de no asociatividad, que se deriva a partir de la condición de deformaciones laterales nulas en trayectorias edométricas (trayectoria K0).

donde pc es un esfuerzo de referencia, p0∗ la presión de preconsolidación del suelo saturado y el parámetro de rigidización del modelo, κ la pendiente de la trayectoria de descarga–recarga isótropa (elástica) y λ(s) la pendiente de la línea virgen de compresión en condiciones isótropas. Esta pendiente está relacionada con la succión a través de:

λ ( s ) = λ ( 0 ) ( 1 − r ) exp ( − β s ) + r 

s

q

LC1 LC2 A

(3)

siendo r y β parámetros que controlan la compresibilidad del suelo y λ(0) la pendiente de la línea virgen de compresión para la condición saturada. La Figura 1 muestra un esquema de la superficie de fluencia en el espacio (p, q, s). Su traza en el plano p:s (ecuación 2) se denomina superficie de fluencia LC (Loading–Collapse), que representa la superficie de activación de las deformaciones irreversibles cuando es alcanzada por trayectorias de carga (Load) o de humedecimiento (Colapso). La Figura 1a presenta la activación de la superficie LC a partir del punto A debida a un humedecimiento (disminución de s). Las deformaciones irreversibles de colapso generan un endurecimiento del material moviendo la superficie de fluencia inicial LC1 hasta la posición LC2 y el parámetro de historia en el modelo BBM incrementa su valor de * * p01 a p02 . Por otro lado, la Figura 1b muestra el endurecimiento del material a partir del punto A debido a un aumento en el esfuerzo desviador. Esta trayectoria de esfuerzo, de acuerdo a la regla de flujo adoptada, genera deformaciones volumétricas de tipo contractantes, que implican un aumento del dominio elástico del material dado por el movimiento de la superficie LC de la posición inicial LC1 hasta LC3. El modelo considera una rigidización isótropa del material controlada por las deformaciones volumétricas plásticas ( d ε vp ) , siendo e la relación de vacíos:

p*

01

p*

p

02

a) s

q

LC1 LC3 A

p*

01

p*

03

p

b) Figura 1. Superficie de fluencia del modelo BBM y su expansión durante un proceso de humedecimiento (a) y de aumento de esfuerzo desviador (b).

Las deformaciones elásticas volumétricas corte

( dε ) e q

( dε ) e v

y de

inducidas por un cambio de esfuerzo y

succión dentro de la superficie de fluencia, están dadas por: d ε ve = d ε ve =

κ dp ; 1+ e p κs

d ε qe =

ds 1 + e s + patm

3 ( 1 − 2ν ) dq K ; G= 2 (1 + ν ) 3G

y (6)

1999; Barrera et al., 2000 y Barrera, 2002). La succión matricial se aplica simultáneamente en ambos extremos de la muestra empleando la técnica de traslación de ejes, manteniendo constante la presión de aire (8 en Fig. 3) y controlando la presión de agua (9 y 10).

3. MATERIAL, PROCEDIEMIENTO DE FABRICACIÓN Y EQUIPO

5

70%

50% 3 2

1 MPa 10

15

20

Pa M

En la Figura 3 se muestra un esquema de la célula triaxial con control de succión (Romero et al., 1997; Romero,

13.0

1 0.

Célula triaxial con control de succión

14.0

Pa M

3.2.

15.0

2 0.

Las muestras se fabricaron siguiendo un procedimiento de compactación estática en condiciones isótropas con control de esfuerzo, con el objeto de evitar una estructura anisótropa. El suelo se homogeneizó con agua desmineralizada hasta una humedad del 11 %. Después del equilibrado, el material se compactó estáticamente siguiendo un procedimiento en dos etapas. En la primera etapa, la masa de suelo se confinó en un molde cilíndrico aplicando un ligero esfuerzo vertical hasta alcanzar una densidad seca de 11.8 kN/m3. En la segunda etapa, la muestra se montó en una cámara triaxial convencional bajo un esfuerzo neto isótropo de 0.6 MPa, que se mantuvo durante 40 min. La muestra compactada se talla posteriormente para ajustar sus dimensiones a 38 mm de diámetro y 76 mm de altura. El peso unitario seco de la muestra es de γd=16.3 kN/m3, con un grado de saturación de Sr= 47% y una succión total alrededor de ψ ≈ 0.8 MPa, que se midió con un psicrómetro de transistor (Woodburn et al., 1993). En la Figura 2 se presenta el estado inicial de la muestra, así como los resultados de la compactación estática en condiciones isótropas para tres niveles de esfuerzo neto. También se indican los contornos de igual succión obtenidos por interpolación de los diferentes registros del psicrómetro.

16.0

Pa .5 M

Los ensayos de laboratorio se realizaron con una arcilla de baja plasticidad de la ciudad de Barcelona, que presenta un límite líquido de 32 %, un límite plástico de 16 % y un 15 % de partículas menores de 2 µm. El peso unitario de las partículas del suelo es de 26.6 kN/m3. El mineral dominante de la fracción arcillosa es ilita, de acuerdo con el análisis de difracción de rayos–X (Barrera, 2002).

Condición inicial

17.0

ψ =0

Material y procedimiento de fabricación

Esfuerzo neto, (σm-ua) 0.3 MPa 0.6 MPa 1.2 MPa

a MP 0.7

3.1

18.0

ψ=4 MPa

.

30%

19.0

Sr=80%

El BBM es capaz de reproducir las principales características del comportamiento de los suelos no saturados, siempre y cuando el material no exhiba anisotropía o una expansividad irreversible. Los detalles del procedimiento de integración del modelo constitutivo se presentan en Sánchez (2002).

Peso unitario seco, γd (kN/m3)

donde κs es el parámetro de compresibilidad elástica para cambios de succión; G el módulo de corte; K el módulo volumétrico; ν el coeficiente de Poisson y patm la presión atmosférica.

25

Humedad, w (%)

Figura 2. Estado inicial del suelo ensayado. Curvas de compactación estática para tres esfuerzos isótropos. Las líneas sólidas indican contornos de igual succión y las líneas discontinuas, contornos de igual grado de saturación. Tanto el cabezal como el pedestal incluyen una combinación de dos elementos porosos: a) un disco cerámico de alto valor de entrada de aire (AVEA) de 1.5 MPa conectado al circuito de presión de agua (11), y b) un anillo metálico poroso conectado al sistema de presión de aire (12). Con este sistema de aplicación de la succión se reduce sustancialmente el tiempo de equilibrado. Sin embargo, presenta el inconveniente de atrapar aire en el centro de la muestra debido al avance de los dos frentes de hidratación. Los cambios de contenido de agua se calculan midiendo el volumen de agua por medio de dos buretas de 10 mm3 de resolución, conectadas a ambos discos cerámicos. Estos cambios de contenido de agua se corrigen tomando en cuenta la cantidad de aire disuelto a través del disco cerámico. El desplazamiento axial se mide localmente usando dos transductores LVDT (2). La deformación radial también se mide localmente en dos posiciones diametralmente opuestas de la muestra mediante un sistema electro– óptico (3), que utiliza sensores láser (2 µm de resolución). Este sistema de medida lateral se puede mover verticalmente mediante un motor eléctrico (15). De esta manera se obtiene el perfil de la muestra, que permite calcular en forma más exacta las deformaciones volumétricas y los cambios del grado de saturación. La

carga axial se aplica a una velocidad de desplazamiento de 1 µm/min mediante un fluido que empuja el pistón de la cámara de carga (7), y se mide con una célula de carga interna (4).

4. RESULTADOS EXPERIMENTALES En este trabajo se reportan tres ensayos de compresión triaxial a succión constante (A, B y C, que se indican en la Figura 4). Todos los ensayos comenzaron en las mismas condiciones de estado de esfuerzo (p = 0.60 MPa y s = 0.80 MPa). En el ensayo B, la etapa de corte (B2→B3) se realizó sobre una muestra normalmente consolidada previamente cargada en forma isótropa a succión constante s = 0.8 MPa (B1→B2).

2.1 1.8

A5

q (MPa)

1.5

B3

Test-A Test-B

1.2 0.9 0.6 0.3

A1

A3

A2

0.0

A4

0.2

0.9

0.6

s (M Pa)

0.

B2

0.4

B1 0.3

0.6

a) MP p (

1.2

0.8 1.0

Figura 4a. Trayectorias de esfuerzo seguidas en los ensayos A y B.

1.8

C4

1.5

Test-C

1) probeta; 2) LVDT (def. axial); 3) sensor láser (def. radial); 4) célula de carga; 5) LVDT (desplazamiento vertical del láser); 6) presión de confinamiento (aire); 7) cámara inferior para aplicar la tensión vertical; 8) presión de aire; 9) presión de agua (al medidor de volumen); 10) presión de agua (al sistema de desaireado); 11) disco cerámico AVEA; 12) anillo metálico poroso; 13) cámara de metacrilato; 14) cámara de acero; 15) motor de desplazamiento vertical; 16) conexiones al sistema de adquisición de datos; 17) tornillo superior de bloqueo de carga; 18) pistón superior; 19) pistón de carga. Figura 3. Célula triaxial con control de succión.

q (MPa)

1.2

0.9 0.6

C1 0.3 0.0

0.0 0.2

0.3

C3 0.4 0.6

C2

0.8

s (M Pa)

1.0

0.6

0.9 1.2

a) MP p (

1.5 1.2

Figura 4b. Trayectoria de esfuerzo seguida en el ensayo C.

La Figura 5 muestra la variación de la deformación volumétrica, los cambios de contenido de agua y de grado de saturación de la muestra en la trayectoria A2→A3→A4. Se observa que la mayor deformación de colapso se desarrolla para valores de succión s < 0.1 MPa. Esta trayectoria afecta al parámetro p0∗ debido al desarrollo de deformaciones irrecuperables durante el proceso de colapso, tal como se muestra en la Figura 1 (desplazamiento de la superficie de fluencia inicial LC1 hasta la posición LC2). Se asume que en la trayectoria de secado no se inducen más deformaciones de rigidización (la posición de LC2 no cambia). Por tal motivo, se espera que durante la fase inicial de la etapa de corte A4→A5 únicamente se desarrollen deformaciones elásticas y posteriormente se generen las deformaciones plásticas expandiendo la superficie de fluencia.

La Figura 6 presenta la variación de la deformación volumétrica, los cambios de contenido de agua y de grado de saturación que experimenta la muestra durante el ciclo de carga y descarga a s = 0.80 MPa (C1 → C2 → C3). La variable de estado volumétrica presenta claramente una zona antes y después del punto de fluencia, que se sitúa alrededor de p0 = 0.60 MPa. Este valor corrobora la máxima presión de fabricación durante el proceso de compactación isótropa. Durante la etapa de carga isótropa, la LC inicial se desplaza al valor máximo p = 1.60 MPa (punto C2). Por lo tanto, en la siguiente etapa de corte (C3→C4) se espera que ocurran únicamente deformaciones elásticas en la etapa inicial de corte y deformaciones plásticas después de expandir la superficie de fluencia. 0.0 C1 1.0 Def. vol., εv (%)

Por otro lado, el estado sobreconsolidado de los ensayos A y C se alcanzó por dos mecanismos diferentes. En el ensayo A, la sobreconsolidación se indujo en forma hidráulica, sometiendo a la muestra a un ciclo de humedecimiento y secado bajo p = 0.6 MPa con deformación de colapso dominante (A2→A3→A4, Figura 4). En el ensayo C, el estado sobreconsolidado se alcanzó en forma mecánica, sometiendo a la muestra a una trayectoria de carga y descarga a s = 0.8 MPa hasta un valor máximo de p = 1.6 MPa (C1→C2→C3).

2.0 3.0 4.0

C3

5.0

C2 52

11.0

0.0

Def. vol., εv (%)

A2 1.0 2.0

A3

50

10.6

w (%)

10.4

Sr (%)

Sr (%)

Humedad, w (%)

carga

10.8

desca

10.2

3.0

48 r ga

10.0

4.0

46 0.01

A4 70

2

4

6 8

2

4

6 8

0.1 1 Esfuerzo medio neto, p (MPa)

2

Figura 6. Variación de εv, w y Sr (C1→C2→C3).

14.0 se ca do

13.0

60

12.0

55 w (%)

11.0

Sr (%)

50

moja do

10.0 0.01

45 2

4

6 8

2

0.1 Succión, s (MPa)

4

6 8

1

Figura 5. Variación de εv, w y Sr (A2→A3→A4).

Sr (%)

Humedad, w (%)

65

En la Figura 7 se resume la evolución de q y de la deformación volumétrica εv durante las diferentes etapas de corte a s = 0.8 MPa. Las deformaciones axial y radial se registraron localmente en forma continua. En ciertos puntos se calculó la deformación radial global por medio del desplazamiento de los sensores laterales a lo largo de la altura de la muestra, que permitió calcular la deformación volumétrica global representada en la figura. Como se indica en la Figura 7, las curvas en el plano q : deformación axial crecen de forma monótona, estabilizándose a un mismo valor asintótico correspondiente al estado crítico. La curva esfuerzo– deformación del ensayo B tiende a seguir una forma

normalmente consolidada con un comportamiento contractante y generando desde el inicio del corte deformaciones plásticas. Sin embargo, se observa un comportamiento dilatante al final del ensayo. Por otro lado, la curva del ensayo C (suelo sobreconsolidado) muestra una respuesta rígida antes del punto de fluencia, que es consistente con la trayectoria elástica inicial que ocurre dentro de la superficie de fluencia. Dicha superficie se expandió previamente por la trayectoria mecánica. En este ensayo, el volumen del suelo se contrae inicialmente, pero a una deformación axial > 0.06 la muestra dilata sin presentar un comportamiento de reblandecimiento.

Esfurzo desviador, q (MPa)

2.0

1.5

1.0

0.5

Test A Test B Test C

Def. vol. local, εv (%)

En la Tabla 1 se resumen los parámetros de compresibilidad antes y después del punto de fluencia con respecto a p (κ, λ(0)). También se indica el valor de la compresibilidad elástica ante cambios de s (κs). Estos parámetros y la posición inicial de la curva LC ((p = 0.6 MPa, s = 0.8 MPa) y ( p0∗ , s = 0)), se definen de acuerdo con los datos experimentales presentados en las Figuras 5 y 6. La variación de la compresibilidad ante carga después del punto de fluencia λ(s) (parámetros r y β, Tabla 1) se define principalmente por la forma de la curva LC, donde se desarrollan deformaciones de colapso para valores s < 0.10 MPa (Figura 5). Los parámetros elásticos (G ó K, ν) se obtienen de las trayectorias de carga–descarga representadas en la Figura 7. El parámetro de estado crítico M se determina a partir del máximo valor alcanzado por q. El parámetro α se calcula en función de M, κ y λ(0) (Alonso et al., 1990).

Símbolo

muestra sobreconsolidada

Parámetro de compresibilidad elástica para cambios de succión

κ

Coeficiente de compresibilidad elástica con respecto a p Coeficiente de compresibilidad elastoplástico en condiciones saturadas con respecto a p Esfuerzo de preconsolidación para la condición saturada Parámetro que controla la compresibilidad del suelo Parámetro que controla la compresibilidad del suelo Esfuerzo de referencia Coeficiente de Poisson

λ(0)

0.0

p0∗

r 3.0 muestra normalmente consolidada

β pc

ν

-6.0

M

Test A Test B Test C

-3.0

Parámetro

κs

-3.0

6.0

Def. vol. global, εv (%)

NUMÉRICA

Tabla 1. Parámetros del modelo BBM

0.0 -6.0

5. PARÁMETROS DEL BBM Y SIMULACIÓN

α

ks

Pendiente de la línea de estado crítico Parámetro de la regla de flujo Parámetro que relaciona la cohesión con la succión

Valor 0.001 0.005 0.085 0.071 MPa 0.78 155 MPa-1 0.07 kPa 0.33 1.155 0.60 0.42

0.0 3.0 6.0 0.0

3.0

6.0 9.0 12.0 15.0 Deformaciòn axial, εa(%)

18.0

Figura 7. Variación de q y εv durante las etapas de corte (A4→A5, B2→B3 y C3→C4).

La comparación entre la simulación numérica y los resultados experimentales de las trayectorias de humedecimiento–secado y carga–descarga se muestra en las Figuras 8 y 9, respectivamente. Se observa que los ensayos se reproducen adecuadamente y en forma consistente con el marco conceptual elastoplástico. En la Figura 10 se muestra la comparación simulación y los resultados experimentales diferentes ensayos de corte. En el caso de la normalmente consolidada (ensayo B), el

entre la de los muestra modelo

2.0 Test A

1.5 q (MPa)

reproduce adecuadamente las deformaciones plásticas desde el comienzo de la etapa de corte. Igualmente, se reproduce satisfactoriamente la respuesta rígida antes de alcanzar la superficie de fluencia de las muestras sobreconsolidadas (ensayos A y C).

1.0 0.5

κs = 0.001 0.0

A2

mojado

1.5 q (MPa)

1.0 2.0 3.0

secado

A4

A3 Experimental

4.0

Test B

1.0 Experiment 0.5

Model

0.0

Modelo

5.0

1.5

0.01

2

4

6 8

2

4

0.1 Succión, s (MPa)

6 8

1

Test C q (MPa)

Def. volumetrica, εv (%)

0.0

1.0 0.5

Figura 8. Simulación del ciclo de humedecimiento– secado (A2→A3→A4).

0.0 -6.0

Test A Test B Test C

-3.0

0.0 Def. volumetrica, εv (%)

C1

εv (%)

p0 = 0.60 MPa

κ = 0.0

model-C 3.0

05

1.0

0.0

model-A 6.0

p 0* = 0.071 MPa

2.0

λ(s) = 0.066

3.0 4.0

Experiment

5.0

Model

model-B 0

C3

3

6 9 12 15 Deformaciòn axial, εa(%)

18

Figura 10. Simulación de las trayectorias de corte (A4→A5, B2→B3 y C3→C4). C2

6.0 0.01

2

4

6 8

2

4

6 8

0.1 1 Esfuerzo medio neto, p (MPa)

2

Figura 9. Simulación del ciclo de carga–descarga (C1→C2→C3). Parámetros de compresibilidad.

En cuanto al comportamiento de la deformación volumétrica durante la etapa desviadora, se puede considerar que las predicciones son adecuadas, ya que el modelo logra captar en forma consistente la tendencia contractante observada en la etapa inicial de los tres ensayos (mayor compresión para la muestra normalmente consolidada y menor para la muestra sobreconsolidada en forma mecánica). Sin embargo, el modelo no puede

reproducir el comportamiento dilatante observado al final de los ensayos. Este aspecto requiere de una reformulación de aquellas partes del modelo que tengan una marcada influencia sobre este comportamiento, como puede ser la regla de flujo.

Alonso, E.E., Vaunat, J., Gens, A., 1999. Modelling the mechanical behaviour of expansive clays. Engineering Geology 54, 173-183.

6. CONCLUSIONES

Barrera M., 2002. Estudio del comportamiento hidromecánico de suelos colapsables. PhD Tesis, Universidad Politécnica de Cataluña, España.

Se realizaron tres ensayos de compresión triaxial con control de succión sobre una arcilla de baja plasticidad compactada en condiciones isótropas, con la finalidad de validar la capacidad del modelo BBM (Alonso et al., 1990) para reproducir la respuesta del suelo. Los ensayos de corte partieron del mismo estado de esfuerzo y se analizaron tres condiciones: a) normalmente consolidada, b) sobreconsolidada inducida por un proceso hidráulico (humedecimiento–secado), y c) sobreconsolidada inducida por una trayectoria mecánica de carga–descarga. La comparación de los resultados de estas trayectorias previas, así como de los ensayos de corte, mostró en forma satisfactoria la capacidad de reproducción del modelo con un conjunto único de parámetros. Aunque el modelo captó satisfactoriamente el cambio de rigidez en la trayectoria de corte de las muestras sobreconsolidadas (antes y después de alcanzar la superficie de fluencia), no pudo simular la transición entre el comportamiento contractante y dilatante al final de la etapa de corte. Este hecho aboga por una reformulación de aquellas partes del modelo que tengan una marcada influencia sobre este aspecto. AGRADECIMIENTOS El primer autor agradece la financiación de CONACYT (México) y del Instituto Mexicano del Transporte (IMT). Los trabajos se han desarrollado en el Departamento de Ingeniería del Terreno de la Universidad Politécnica de Cataluña en el marco del proyecto de investigación “Una investigación fundamental en suelos no saturados mineralogía, estructura y cementación” financiado por la DGESIC. REFERENCIAS Alonso E.E., Gens A., Hight D.W., 1987. Special problem soils. General report. Proc. 9th European Conf. Soil Mechanics and Foundation Engineering (3), Dublin, 1087-1146. Alonso E.E., Gens A., Josa A., 1990. A constitutive model for partially saturated soils. Géotechnique 40(3), 405-430.

Blatz J., Graham J., 2000. A system for controlled suction in triaxial tests. Géotechnique 50(4), 465-469.

Geiser F., Laloui L., Vulliet L., 2000. Modelling the behaviour of unsaturated silt. Proc. Int. Workshop on Unsaturated Soils: Exp. Evidence and Theoretical Approaches in Unsat. Soils, Trento, 33-45. Rampino C., Mancuso C., Vinale F., 2000. Experimental behaviour and modelling of an unsaturated compacted soil. Can. Geotech. J. 37, 748-763. Romero E., Facio J.A., Lloret A., Gens A., Alonso E.E., 1997. A new suction and temperature controlled triaxial apparatus. Proc. 14th Int. Conf. on Soil Mechanics and Foundation Engineering (1), Hamburg, 185-188. Romero, E., 1999. Thermo-hydro-mechanical behaviour of unsaturated Boom clay: an experimental study. Ph. D. Thesis, Technical University of Catalonia, Spain. Sánchez M., 2002. Análisis termo-hidro-mecánico acoplado en medios de baja permeabilidad. PhD Thesis, Technical University of Catalonia, Spain (in preparation). Rifa’i A., Laloui L., Vulliet L., 2002. Volume measurement in unsaturated triaxial test liquit variation and image processing. Proc. 3rd Int. Conf. on Unsaturated Soils (2), Recife, 441-445. Vaunat, J., Romero, E., Jommi, C., 2000. An elastoplastic hydro-mechanical model for unsaturated soils. Proc. Int. Workshop on Unsaturated Soils: Exp. Evidence and Theoretical Approaches in Unsat. Soils, Trento, 121-138. Wheeler S.J., Sivakumar V., 1995. An elasto-plastic critical state framework for unsaturated soil. Géotechnique 45(1), 35-53. Wheeler S.J., 1996. Inclusion of specific water volume within an elasto-plastic model for unsaturated soil. Can. Geotech. J. 33, 42-57. Woodburn J.A., Holden, J.C. & Peter P., 1993. The transistor psychrometer: a new instrument for measuring soil suction. Unsaturated Soils Geotechnical Special Publications No. 39, Dallas. S.L. Houston and W.K. Wray, ASCE: 91-102.