ANCLAJES AL TERRENO DE MUROS DE CONTENCIÓN

Algunos Ejemplos de Estabilidad de Masas de

Suelos y Rocas

AIE ABRIL DE 2014

Ing. Roberto M. Floresrobmarflores@ciudad.com.ar

rflores@frlp.utn.edu.ar

Algunos Ejemplos de Estabilidad de Masas de Suelos y Rocas

Índice

• LA ACCIÓN DEL AGUA EN LAS OBRAS GEOTÉCNICAS.– Las Fuerzas de Filtración. Forma de Considerarlas en las

Estructuras de Contención.– La estabilidad de un Tablestacado.

• EJEMPLO, FALLA DE UN MURO DE GRAVEDAD.

• UN EJEMPLO DE FALLA DE UN TALUD EN ROCA, RESOLUCIÓN MEDIANTE ANCLAJES ACTIVOS.

Ilustración: “Soil Mechanics and Foundations”.M.BudhuLA ACCIÓN DEL AGUA SOBRE LAS ESTRUCTURAS

GEOTÉCNICAS – Las Fuerzas de Filtración

Los taludes de excavación y las estructuras de contención se caen los días de lluvia.

Esta aseveración, que como toda generalización en temas geotécnicos, es de validez restringida pero tiene como objeto llamar la atención sobre la importancia de la acción del agua sobre la estructura del suelo (y las rocas).

Ante esta circunstancia en las estructuras de contención la primera acción que suele tomarse es la inclusión de mantos drenantes contra la espalda del muro, vinculados a drenes o «barbacanas» que eviten la generación de presiones neutras contra el muro.Esta medida es necesaria, pero puede no ser suficiente.

Fuente: “Principios de Ingeniería de Cimentaciones”. Braja M. DasLA ACCIÓN DEL AGUA SOBRE LAS ESTRUCTURAS

GEOTÉCNICAS – Las Fuerzas de FiltraciónRevisando conceptualmente el problema de estabilidad de un muro de contención se puede recurrir al método de Coulomb que, para una superficie de rotura, analiza el equilibrio entre el peso de la cuña que desliza W, el empuje sobre el muro Pa y una fuerza R que se inclina un ángulo φo φd respecto a la normal al deslizamiento. (c=0)

Para el análisis en los métodos tradicionales se considera la subpresión que ocurre en el plano de falla por ejemplo trazando una red de filtración. La integral de la subpresión es considerada en el cálculo como una fuerza U (Uplif) que sumada al peso W generan la fuerza activa B, El polígono se cierra con la dirección de las fuerzas friccionales PF (antes R) y la dirección del empuje P (antes Pa).

Fuente: “Fundamentos de la Mecánica de Suelos”.D.W. TaylorLA ACCIÓN DEL AGUA SOBRE LAS ESTRUCTURAS

GEOTÉCNICAS – Las Fuerzas de Filtración

Resulta claro que la acción de U incrementa el empuje P respecto al que no considera la acción del agua, aunque se hayan incorporado filtros, drenes ó barbacanas.PERO: ¿Es esta la verdadera acción del agua?

Fuente: “Fundamentos de la Mecánica de Suelos”.D.W. TaylorLA ACCIÓN DEL AGUA SOBRE LAS ESTRUCTURAS

GEOTÉCNICAS – Las Fuerzas de Filtración

Realmente cuando el agua escurre a través de una masa de suelos su efecto no se limita a la presión hidrostática sobre por ejemplo una superficie de deslizamiento, sino que ejerce una presión hidrodinámica que se traduce en una presión efectiva sobre las partículas (recordar que es la presión efectiva la que influye sobre la resistencia y deformabilidad de la masa de suelo) en la dirección del flujo y con resultante tangente a las líneas de corriente. Si se considera un elemento de la red de flujo como el de la figura, la presión hidrodinámica que ejerce el agua sobre el área ∆A (por unidad de ancho) resulta: pD = ∆h γw ya que la pérdida de carga fue trasmitida al suelo por viscosidad. Esta presión produce un empuje hidrodinámico que es: J = ∆h γw ∆A

Fuente: “Mecánica de Suelos”. E. Juárez Badillo y A. Rico Rodríguez

Es común expresar a esta fuerza por unidad de volumen, teniéndose entonces para el cuadrado considerado:

j = J / (∆A ∆L) = (∆h γw ∆A) / (∆A ∆L)

j = γw i [KN/m3]

Es decir, la fuerza de filtración por unidad de volumen es directamente proporcional al gradiente en cada punto en la dirección de las líneas de corriente. Concentración de equipotenciales implica aumento de gradientes y por lo tanto de las fuerzas de filtración sobre la masa del suelo.

LA ACCIÓN DEL AGUA SOBRE LAS ESTRUCTURAS GEOTÉCNICAS – Las Fuerzas de Filtración

La real acción del agua son las fuerzas de filtración en la dirección de las líneas de corriente con intensidad por unidad de volumen igual a pf = γw * i. Cuando la distancia entre equipotenciales se reduce i aumenta y por tanto pf . Esta forma de considerar la acción del agua sí es incluida en los métodos numéricos.

Fuente: “Fundamentos de la Mecánica de Suelos”.D.W. TaylorLA ACCIÓN DEL AGUA SOBRE LAS ESTRUCTURAS

GEOTÉCNICAS – Las Fuerzas de Filtración

?

Al igual que en el en caso anterior se muestra cómo la acción del agua (en este caso para un flujo descendente por infiltración) es considerada como una subpresión U, la que sumada a la resultante entre la resistencia al corte de fricción más la normal en el plano de falla (en este caso R) permiten obtener el empuje P. Note que el valor de Uincrementa el empuje P, como así también la colocación de un dren inferior (como se muestra en el esquema (c)) anula las fuerzas de filtración.La real acción del agua ocurre integrando las fuerzas de filtración Ff = pf* V. En el caso (c) también las fuerzas de filtración generan un pequeño incremento del empuje por aumento de W.

pf

LA ACCIÓN DEL AGUA SOBRE LAS ESTRUCTURAS GEOTÉCNICAS – Las Fuerzas de Filtración

Los libros clásicos de Mecánica de Suelos presentan el caso del sifonaje o levantamiento de fondo aguas abajo de un tablestacado. Consideran el equilibrio de un bloque de peso sumergido Wcomparándolo con la sobrepresión neutra que genera el escurrimiento U.Resulta así el Factor de Seguridad ante el sifonaje FS = W / U

LA ACCIÓN DEL AGUA SOBRE LAS ESTRUCTURAS GEOTÉCNICAS – Las Fuerzas de Filtración

Fuente: “Mecánica Teórica de los Suelos” K. Terzaghi

Otra forma de considerar el tema es evaluando el valor de la presión efectiva del suelo afectado por la fuerzas de filtración de una corriente de agua ascendente. La presión efectiva en un manto de suelo sumergido sometido a una corriente de agua vertical ascendente a una profundidad z resulta:

σ z= z γ - γω z i si i = γ /γω (gradiente crítico)la presión efectiva se anula y el suelo se licua.

LA ACCIÓN DEL AGUA SOBRE LAS ESTRUCTURAS GEOTÉCNICAS – Las Fuerzas de Filtración

Fuente: “Mecánica Teórica de los Suelos” K. Terzaghi

Ambas formas de considerar el problema dan resultados similares si para la evaluación de i y U se adoptan los mismos puntos de comparación. Sin embargo este problema, que es un pilar en la enseñanza, tiene una consecuencia habitualmente no incluida en el análisis por pertenecer a otra unidad temática. Antes que se produzca el sifonaje va a ocurrir la rotura por superación de la resistencia pasiva al pie de la tablestaca ya que esta depende de la presión efectiva.

LA ACCIÓN DEL AGUA SOBRE LAS ESTRUCTURAS GEOTÉCNICAS – Las Fuerzas de Filtración

Fuente: “Mecánica Teórica de los Suelos” K. Terzaghi

Puntal que debería tomar todo el empuje horizontal de la parte inferior

MUROS DE GRAVEDAD Un Caso de Falla

El muro en la Estación Teniente Agneta en el ex FFCC Sarmiento frente a Campo de Mayo tiene una altura máxima de 7 m. Su forma es como la del esquema con un espesor variable de 0,25 a 0,35 m y una ancho de base de 2 m, siendo el “ala” interna del orden de 0,7 m y la externa de 0,95 m. El área es una lomada con buenos suelos de la formación Pampeano con una cohesión no drenada .cu = 1,25 kg/cm2 y φ = 20º. Se previeron barbacanas para eliminar las presiones neutras contra el muro.Se observó una marcada inclinación hacia las vías.

MUROS DE GRAVEDAD Un Caso de FallaEn coincidencia con una lluvia extraordinaria (170 mm en 48 hs) se produjo la rotura de una longitud de unos 30 m de muro.La rotura ocurrió en la base del paramento vertical del muro, sin que el mismo haya volcado.Haciendo una simplificación (considerando solamente la resistencia cohesiva), la altura crítica según la teoría de Rankine resulta:

Hc = 4 c / γ = 4 * 12,5 t/m2/1,7 t/m3

Hc = 29,4 mEs decir hasta zc = 14,7 m las tensiones activas son negativas y no necesitarían de ningún muro de contención. Con la fórmula conocida como de Graux que considera la formación de una grieta en la mitad de la altura, resulta unaHc = 19,6 m

Originalmente el cálculo del muro se hizo mediante la Teoría de Rankine considerando en forma conservadora:cu = 0,5 Kg/cm2 ; φu = 0º

MUROS DE GRAVEDAD Un Caso de Falla

Considerando que:

σact = γ z / Nφ – 2 c √Nφ

donde Nφ = 1 (para φ = 0)

Se tiene que a los 7 m de profundidad la presión activa es:

σact = 1,7 t/m3 * 7 m – 2 * 5 t/m2

σact = 1,9 t/m2

MUROS DE GRAVEDAD Un Caso de Falla

En la memoria original, en forma conservadora para el cálculo del empuje sobre el muro se consideró la máxima presión activa a 7 m de profundidad y un diagrama triangular como el punteado de la figura.

MUROS DE GRAVEDAD Un Caso de Falla

La pregunta es: Si se tomaron todos los recaudos para el cálculo, ¿Por qué en un corte en un suelo que no requiere de un muro, porque por su resistencia el corte podría ser vertical sin sostenimiento, se produce este accidente?

MUROS DE GRAVEDAD - Un Caso de Falla

La toma de muestras en la zona del suelo deslizado y su análisis de laboratorio mostró que el material se trataba de un relleno de resistencia muy inferior a la del suelo natural (valores de cohesión cu = 0,25 Kg/cm2).

Se encontraron restos de suelo vegetal, troncos, etc., lo que mostró que no hubo ninguna precaución o control en la colocación del material.

MUROS DE GRAVEDAD Un Caso de Falla

Relleno

El muro proyectado (como el de la izquierda de la figura) requería la ejecución del “ala” interna lo que obligó a la sustitución del material para lo cual no había una especificación adecuada y la ejecución fue deficiente.Dadas las condiciones del terreno hubiera sido más adecuado proyectar un muro como el de la derecha o especificar y controlar la provisión y colocación del material del relleno.

MUROS DE GRAVEDAD - Un Caso de Falla

En ingeniería, tanto o más importante que el cálculo resultan las especificaciones técnicas, entre ellas las de construcción, que surgen de las hipótesis consideradas en el primero.

En la situación como la comentada una solución más adecuada hubiera consistido en la utilización de anclajes, drenes, eventualmente hormigón proyectado, revestimiento vegetal, etc.

MUROS DE GRAVEDAD -Un Caso de Falla

INTERFERENCIA DEL PROYECTO OLMOS CON EL OLEODUCTO NOR PERUANO. ANÁLISIS DE

ESTABILIDAD DEL TALUD EN EL EMPOTRAMIENTO IZQUIERDO DE LA PRESA

LIMON

La Presa Limón forma parte del Proyecto Olmos sobre el Río Huancabamba en la República de Perú. En el momento de nuestra intervención estaba siendo construida por el Consorcio Trasvase Olmos (CTO). Proyecto Olmos Tinajones (PEOT), el dueño por encargo del gobierno regional y el Consorcio Supervisor (CSO) diseñaron y supervisaron la Construcción. PETROPERÚ solicitó a la Universidad de Piura un informe técnico que le permita decidir sobre el Empalme con el nuevo trazado del Oleoducto Norperuano (ONP).

La fotografía aérea tomada en 2006 muestra al empotramiento izquierdo antes del inicio de las obras

En Marzo de 2007 se desarrollan los trabajos en la presa desde la margen derecha y en el acceso al túnel de desvío en la margen izquierda.El talud en la margen izquierda de 110 m de altura hasta el nivel de la carretera se ejecuta con

pendiente media 1V:0,85H con bermas y confortación mediante hormigón proyectado con malla y anclajes pasivos de 120 KN (12 t) en una cuadrícula de 3 x 3 m.

Durante el desarrollo de los trabajos de excavación y confortación en la margen izquierda, en el talud del canal de aducción al túnel de desvío, el 16 de marzo de 2007 ocurrió un deslizamiento que interesó hasta el nivel de la carretera.

El deslizamiento tuvo como límite un dique de dacitas de mayor resistencia y que resulta el control estructural en el macizo de andesítas y brechas andesíticas. Ver el material deslizado sobre el portal de ingreso al canal de desvío.

El deslizamiento no interesó la traza del ONP que estaba relocalizado pero no reconectado

En las fotografías se puede observar el control estructural que discontinuidades sub verticales tuvieron sobre el deslizamiento.

Como generalmente ocurre en estos casos con anterioridad al colapso se tuvieron indicios de que ocurriría.

Durante el proceso previo de excavación también se habían tenido avisos, por ejemplo un deslizamiento menor al atravesar con la excavación un sector de roca más débil.

Como ocurre enestos casos apartir del colapsose realizaronnumerosasinvestigacionestradicionales ynoconvencionalesque mostraron laheterogeneidaddel macizo.

Relación entre el RQD y la Pérdida de agua con la Cota

1110

1120

1130

1140

1150

1160

1170

1180

1190

0 20 40 60 80 100 120 140

[%] / [UL]

CO

TA [m

]

RQDPérdida de Agua

El esquema muestra la interpretación de perforaciones a rotopercusión para anclajes

Los responsables de la ejecución de la presa se abocaron a dar solución a un problema que afectaba la seguridad de las obras principales convocando además a distintos consultores internacionales. Se consultó la información volcada en la documentación siguiente:

• Mr. Tore Valstad de Norwegian Geotechnical Institute (NGI) y Dr. Zeljko Cabarkapa de Geotechnical Consulting Group (GCG);

• Sergio Tozudo y Carlos Nieble de MATRA Engenharia e Consultoria;

• Ing Daniel Trujillo, Informe Nº 06-2007 / OT – GG, Presa Limón – Aliviadero de Demasías, Informe de Geología Geotecnia y Estabilidad del Talud Norte – Sur y La Carretera Olmos – Corral Quemado;

• Dr Bernard Schneider;• Informes de estabilidad por la CTO.

Se analizaron distintos modelos de respuesta considerando medios continuos y con discontinuidades formando roturas planas y en cuña.

Los análisis de estabilidadrealizados por los distintosprofesionales intervinientesmostraron una grandisponibilidad de modelos yrecursos y hasta en algún casoun error grosero deinterpretación como el mostradoa partir de análisis con SLIDE deRocscience.

La solución adoptada para asegurar la estabilidad consistió en la colocación de vigas de refuerzo con la inclusión de anclajes activos de 1400 KN (140 t) de 40 m de longitud, separados cada 6m, anclajes pasivos y hormigón proyectado.

En las fotografías se muestra el proceso de instalación y tesado de los anclajes activos.

Detalles de los muros de vinculacióny las barras de anclajes.

A efectos de dar respuesta a PETROPERÚ sobre la seguridad el sistemade confortación ahora adoptado y permitir el empalme del ONP, sellevaron a cabo análisis retrsopectivos (back analysis) para determinarlos parámetros que más se ajustan al modelo en el momento deldeslizamiento. Se utilizó el modelo Geo 4 adoptando para la respuesta delmaterial la recomendada por Höek y disponible a través del programaRocLab.

UCS c φ[KN/m3] [MPa] [KPa] [º]

I1 25 30 25 164 31,3I2 26 30 23 268 31,8II 27 30 50 439 35,2III 27 50 50 728 44,9

25 0,7

ZONAγRoca

s/Höek s/Mohr Coulomb

GSI mi D

Se analizaron factores deseguridad para la nueva condiciónde soporte en distintascondiciones durante laconstrucción y la operación (enlos dos niveles considerados)analizando también el caso en elque debajo del nivel hasta elmomento de los análisis conocidocon mayor profundidad seencuentren materiales de inferiorcalidad.

Bishop Modif Petterson Sarma

1 0,96 0,95 0,98Con D = 1

Condición Normal 1,3 1,95 1,92 2,06

Con Sismo 1,1 1,44 1,51 1,5Kh = 0,195

Condición Normal 1,3 1,8 1,77 1,86

Con Sismo 1,1 1,34 1,41 1,39Kh = 0,195

1,71 1,69 1,71En sectores de roca I1, I2 y II

1,5 1,49 1,44

1,1 1,28 1,36 1,29Kh = 0,195

1 0,99 1,14 1,02Se obtiene Kh = 0,39

1,69 1,66 1,74(1160 msnm) Desembalse 15 m

1,68 1,64 1,68(1120 msnm) Desembalse 15 m

En Operación

2da FASE Operación. Condición Crítica Desembalse.

1ra FASE Operación. Condición Crítica Desembalse.

Macizo c/materiales I1, I2, II y III

Macizo Más Débil entre 1081 y 1121 msnm (Inclusión Material I0)

Estado de Construcción

Hasta Nivel 1121 msnm

Hasta Nivel 1098 msnm

Acción Sísmica

Fin Construcción

Back Análisis

OBSERVACIONES

Factor de Seguridad

Estándar de Seguridad

MÉTODOESTADO DE CARGA

1,5

1,3

Sobre la base de la recopilación de antecedentes y los análisispropios se recomendó a PETROPERÚ que proceda al empalmedel ONP habilitando el trazado por sobre la carretera superior. Larecomendación se basó en que:

Debido a la trascendencia que tendría un eventual nuevodeslizamiento en la etapa de operación sobre el funcionamientode la presa y la atención que estaba prestando el ConsorcioConstructor que a la postre tendría a cargo la operación(presencia de asesores reconocidos a nivel mundial) aseguraba elajuste del nuevo sostenimiento. Los resultados de todos los análisis de estabilidad. El sistema de auscultación implementado consistente enmojones topográficos, inclinómetros y celdas de carga en losanclajes.

Resultaba trascendente que una vez autorizado el empalme deloleoducto en la nueva traza PETROPERÚ perdería el poder depresión sobre las decisiones de proyecto.

Se continuó con las excavaciones, en junio de 2008 el sistema deauscultación mostró una situación indeseable.

Junto con el aumento súbito en la carga de las celdasde presión de los anclajes se registrarondesplazamientos en los inclinómetros y en los puntostopográficos de registro.

A raíz de los acontecimientos se trabajó en la modificación delsistema de sostenimiento agregando anclajes de 60 m de longitud,incluyendo otros muros de sostenimiento y en un sector un rellenode materiales sueltos como elemento de contención.

La decisión de permitir el corte y relocalización deloleoducto fue analizada en el marco que se iba acontar con un seguimiento importante, conobservación de distintos parámetros.

La oposición al corte hubiera generado unadiscusión con pocas posibilidades de arribar a unadecisión cierta.

Se hace una fuerte recomendación sobre lainstalación de elementos de auscultación y suseguimiento e interpretación.

Se demostró la versatilidad de la aplicación deanclajes activos respecto a la posibilidad demejoramiento del sistema y dar aviso sobre lascondiciones de funcionamiento.

MUCHAS GRACIAS POR LA ATENCIÓN