ESTUDIOS DEFINITIVOS PARA LA EJECUCIÓN

MINISTERIO DE TRANSPORTES Y COMUNICACIONES
PROVIAS NACIONAL
INDICE
N° de Páginas
INDICE
001
1.0
INTRODUCCIÓN
003
2.0
MÉTODO DE EQUILIBRIO LÍMITE
003
3.0
MÉTODO DE BISHOP SIMPLIFICADO
004
3.1 Factores de Seguridad Mínimos
009
3.2 Condiciones de Análisis
010
4.0
PROGRAMA DE CÓMPUTO SLOPE/W
010
5.0
ANÁLISIS REGRESIVO
011
6.0
MODELO GEOTÉCNICO DE FALLA DE TALUDES
013
7.0
PARAMETROS GEOMECANICOS
013
7.1 Resultados de Laboratorio HBO(1995)
014
7.2 Resultados de Laboratorio Consorcio Integral – Motlima(2001)
014
7.3 Resultados de Laboratorio Consorcio CES-Hidroenergia(2003)
015
SITIO CRÍTICO LAS VEGAS
017
8.1 Análisis Regresivo de Estabilidad de Taludes
017
8.2 Evaluación de las Alternativas
019
EL HUANUQUEÑO
019
9.1 Análisis Regresivo de Estabilidad de Taludes
019
DESLIZAMIENTO POTENCIAL
020
8.0
9.0
10.0
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11.0
10.1 Análisis Regresivo de Estabilidad de Taludes
020
CONCLUSIONES
021
ANEXOS
LAS VEGAS
EL HUANUQUEÑO
DESLIZAMIENTO POTENCIAL
ANÁLISIS DE ESTABILIDAD MSE
ANALISIS DE DEFORMACIONES PERMANENTES
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030
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ESTABILIDAD DE TALUDES
1.0
INTRODUCCIÓN
Para evaluar las condiciones de estabilidad de las zonas críticas se ha
realizado un análisis de estabilidad de taludes en las zonas críticas de la Carretera
Tingo María – Aguaytía. Previo al análisis se ha llevado a cabo la investigación
geotécnica y geológica, además del Levantamiento Topográfico. También se ha
revisado la información concerniente al proyecto.
Para dicho análisis se debe tener en cuenta una serie de factores que
influyen en la estabilidad de un talud. Los factores que se toman en cuenta son:
geometría del talud, parámetros geológicos-geotécnicos, cargas dinámicas por
acción de los sismos, condiciones de flujo de agua, etc. No todos estos factores se
pueden cuantificar en un modelo matemático; a pesar de estas limitaciones,
determinar el factor de seguridad asumiendo superficies probables de falla,
permite tener una idea del comportamiento del talud. Además, se ha realizado el
calculo de las deformaciones permanentes por el método de Newmark.
2.0
MÉTODO DE EQUILIBRO LÍMITE
El método de equilibrio límite en el análisis de estabilidad de taludes se
basa en la resistencia al deslizamiento de un talud, tomando en cuenta ciertas
hipótesis en relación al mecanismo de falla, condiciones de equilibrio, nivel
freático, resistencia cortante, etc.
Existen varios métodos para el análisis de estabilidad de taludes; el método
utilizado en el estudio para el diseño de la estructura de contención es el de
equilibrio límite propuesto por Bishop. El método de equilibrio límite supone que en
el caso de una superficie de falla las fuerzas actuantes y resistentes son iguales a
lo largo de la superficie de falla, esta condición equivale a un factor de seguridad
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de 1.0. Los parámetros de resistencia cortante de los materiales utilizados en el
análisis de estabilidad se han calculado mediante ensayos de laboratorio de las
muestras obtenidas en la exploración de campo.
Por otro lado, el Perú se encuentra en una zona de alta sismicidad, de
manera tal que el riesgo sísmico tiene que ser necesariamente parte de la
evaluación. Para el presente estudio el coeficiente lateral sísmico considerado es
igual a 0.14, valor que fue determinado del estudio de peligro sismico(Anexo J)
.
3.0
MÉTODO DE BISHOP SIMPLIFICADO
El método de Bishop Simplificado es muy utilizado en la práctica de la
ingeniería porque proporciona valores del factor de seguridad por el método de
equilibrio límite muy cercanos a aquellos que proporcionan
los métodos más
rigurosos que satisfacen completamente las condiciones de equilibrio de fuerzas y
momentos. El método de Bishop considera un problema de deformación plana en
donde la superficie de falla es circular, dividiendo la masa del suelo comprendida
en la superficie de falla en una cantidad limitada de dóvelas verticales en las que
los valores de cohesión, fricción y presión de poros permanecen constantes. En
este método el factor de seguridad está definido como:
c.b  W  u .b)tg 1

FS 
.
m
W
Sen


i
i
i

m  cos i 1  (tg i .tg / FS)
Donde :
FS = factor de seguridad
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c = cohesión del suelo
 = ángulo de fricción intrna
b = ancho de la dovela
Wi= peso total de la dovela
Ui= presión de poros
i= ángulo de la base de la dovela con la horizontal
Esta ecuación no lineal se resuelve por iteraciones hasta alcanzar la
convergencia en el cálculo del factor de seguridad estático.
El método de evaluación más usado en el análisis sísmico de taludes es el
cálculo del mínimo factor de seguridad contra el deslizamiento cuando una fuerza
estática y horizontal de alguna magnitud es incluida en el análisis. El análisis es
tratado como un problema estático en el que el talud se comporta como cuerpo
rígido fijado a su cimentación, experimentando una aceleración uniforme e igual a
la aceleración superficial del terreno. La fuerza horizontal es expresada como el
producto de un coeficiente sísmico K, y el peso W, de una potencial masa
deslizante. Si el factor de seguridad se aproxima a la unidad, la sección es
considerada insegura, aunque no hay un límite reconocido para el valor del
mínimo factor de seguridad.
Como se indicó anteriormente, uno de los mayores problemas en este
método es la elección del coeficiente sísmico K. Los coeficientes utilizados varían
de acuerdo al criterio y experiencia del diseñador.
Entre los diversos métodos pseudo-estáticos de equilibrio límite que
existen, se tiene al Mëtodo de Bishop, el cual es uno de los más usados en el
análisis de estabilidad de taludes. Este método tiene como base las siguientes
hipótesis:
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-
El mecanismo de falla es circular
-
La fuerza de corte entre dovelas es nula
-
La fuerza normal actúa en el punto medio de la base de la dovela
-
Para cada dovela se satisface el equilibrio de fuerzas verticales, pero no así
el equilibrio de fuerzas horizontales, ni el equilibrio de momentos.
-
Para la masa total deslizante se satisface el equilibrio de fuerzas verticales
y de momentos, más no el equilibrio de fuerzas horizontales.
FV  0
i
 Wi  ( N i  u i Li ) cos i  Ti sen i  0
(1)
Donde:
Ti 
1
(c i L i  N i tg)
FS
(2)
Además:
Li  b i sec  i
(3)
Reemplazando la ecuación 3 en 2 se obtiene:
Ti 
1
(c i b i sec  i  Ni tg )
FS
(4)
Luego sustituyendo la ecuación 4 en 1 y despejando Ni, se tiene:
c i b i tg i
FS
Ni 
tgsen i
cos i 
FS
Wi  u i b i 
(5)
Las fuerzas normales entre dovelas Ei, no producen momentos con
respecto al centro del arco por ser fuerzas internas. Se traslada la fuerza KWi a la
base de la dovela y se aplica el par de transporte de sentido contrario.
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R
 W sen  KR W
1i
i
2i
cos i 
 KW
2i
hi

2
M (centrodel arco circular)  0
1
FS
R
 (c b sec   Ni tg )
i
i
(6)
i
Despejando FS se tiene:
(c b sec   N tg )

FS 
K


W h 
  W sen  K W cos 

2R


i
1i
i
i
i
2i
i
i
2i
(7)
i
Sustituyendo la ecuación 5 en 7:
FS 
 (c b  ( W

  W sen  K W

i
1i
i
i
2i
 u i b i ) tg )
K
2i cos  i 
2R


W2i h i 

sec  i
tg  tg i 

1 

FS 

(8)
Donde :
FS
= factor de seguridad
W1i =
peso de la dovela, usando el peso unitario sumergido
W2i =
peso de la dovela, usando el peso unitario in stiu
, c =
parámetros de resistencia al corte
bi
=
ancho de la dovela
ui
=
presión de poros
i
=
ángulo de la dovela con la horizontal
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hi
= altura de la dovela
R
=
radio del círculo de falla
K
=
coeficiente sísmico
La ecuación 8 se resuelve por iteraciones hasta alcanzar la convergencia
en el cálculo del factor de seguridad.
Cuadro No. 1
Factores de Seguridad Mínimos para el Análisis de Estabilidad
de Presas de Tierra (US Corps of Engineers)
Talud Aguas
Arriba
Talud Aguas
Abajo
1.3
1.3
1.4
1.4
II) Infiltración Constante
--
1.5
III) Desembalse Rápido
1.5
--
IV) Sismo
1.0
1.0
Condición
I) Al final de la construcción para
presas de más de 15 m.
V) Post Sismo
1.1<FS<1.2
La evaluación pseudo-estática tiene limitaciones. Las estructuras de tierra y
taludes se comportan como cuerpos deformables y su respuesta a la excitación
sísmica depende de los materiales de la estructura, de la geometría, de la
naturaleza del movimiento, etc., como se evidenció en ensayos a escala natural y
en las observaciones de la respuesta durante los sismos pasados.
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Otro inconveniente es que las fuerzas de inercia horizontales no actúan
permanentemente en una dirección, por el contrario, fluctúan tanto en magnitud
como en dirección. Asimismo, que el factor de seguridad se tome menor que la
unidad, el talud no sufrirá una súbita inestabilidad, pudiendo simplemente sufrir
algunas deformaciones de tipo permanente.
Otra limitación es considerar en el análisis un único modo potencial de falla,
pues vienen siendo observados otros tipos de comportamiento en presas de tierra
(Seed et al, 1969; Seed et al., 1975; Seed et al., 1978; Seed, 1979):
-
Falla por flujo debido a licuación causada por un incremento de las
presiones de poro en zonas de materiales no cohesivos.
-
Fisuras longitudionales cerca a la cresta debido a grandes deformaciones
por corte y tracción durante oscilaciones laterales.
-
Desplazamientos diferenciales en la cresta, pérdida del borde libre debido a
deslizamientos laterales o densificación de los suelos.
-
Fisuras transversales causadas por la deformación de tracción debido a
oscilaciones longitudinales.
-
3.1
Fallas por turificación a través de fisuras en zonas de suelos cohesivos.
Factores de Seguridad Mínimos
Para el caso de taludes naturales el US Corps of Engineers propone que
los factores de seguridad mínimos requeridos para considerar un talud estable
serán similares a las presas de tierra; en el Cuadro N° 1 se presentan los factores
de seguridad mínimos para las diferentes condiciones de análisis.
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3.2
Condiciones de Análisis
Condiciones Estáticas
Se supone que la estructura sólo estará sometida a la acción de las fuerzas
debidas a su peso propio, carga aplicada y a las condiciones de infiltración, las
cuales generan condiciones de presión de poros que influyen en la estabilidad de
la estructura.
Condiciones Sísmicas
En este análisis se considera que la estructura estará sometida además del
peso propio a la acción de la fuerza horizontal que es proporcional al peso de la
estructura, el coeficiente sísmico considerado es de 0.18. Este es el valor
propuesto en el Estudio del Consorcio Integral – Motlima. Se debe indicar que en
un nuevo estudio realizado por el Consultor se determinó el valor de 0.14.
4.0
PROGRAMA DE CÓMPUTO SLOPE/W
El programa SLOPE/W utiliza el método de equilibrio límite para calcular el
factor de seguridad de taludes de tierra y roca. El programa opera en Microsoft
Windows 95 y Windows NT. El programa tiene la capacidad de modelar tipos
heterogéneos de suelo, estratigrafía y geometría de superficie de fallas complejas
y condiciones variables de la presión de poros utilizando una gran selección de
modelos de suelo. Los análisis pueden realizarse con parámetros determinísticos
o probabilísticos.
Adicionalmente, se pueden utilizar los esfuerzos calculados mediante un
análisis de elementos finitos en el cálculo de equilibrio límite para los análisis más
completos de estabilidad de taludes disponibles. La combinación de estas
características del programa le permiten ser utilizados en cualquier problema de
estabilidad de taludes.
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El programa cuenta con un manual de usuario. Este programa de cómputo
fue utilizado principalmente con el método de Bishop en falla circular, tanto en
condiciones estáticas como pseudo-estáticas para el análisis restrospectivo (back
análisis), los taludes existentes antes del sismo y los taludes con las medidas de
estabilización propuestas. En los siguientes acápites se describen los distintos
análisis efectuados.
El Consorcio encargado del presente estudio cuenta con la Versión 5 de
SLOPE/W, la cual será transferida al MTC después de terminado y aprobado el
estudio.
5.0
ANÁLISIS REGRESIVO
En base a la topografía existente antes de la del talud se ha realizado un
análisis regresivo (back analysis) para verificar los parámetros geotécnicos que
produzcan un factor de seguridad superior a la unidad, tal como debería existir en
el talud antes de fallar por sismo y la unidad ante la ocurrencia de éste.
El análisis pseudo-estático calcula el factor de seguridad de la estabilidad
de taludes por el método de equilibrio límite, adicionando un coeficiente lateral
sísmico. Uno de los principales problemas con este método es determinar el
coeficiente lateral sísmico, que depende de la sismicidad del país y es de
naturaleza semi-empírica (Seed y Martin, 1966; Ruesta et al, 1988).
A veces es difícil la determinación de las propiedades físicas de algunos
tipos de suelos por medio de pruebas de laboratorio. En casos en los que un
deslizamiento ha ocurrido y las medidas de rehabilitación están siendo evaluadas,
es frecuentemente más efectiva la determinación de las características físicas por
medio de un análisis regresivo de estabilidad o back análisis, este proceso consta
de tres pasos:
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1.
Debe hacerse el mejor estimado posible de los esfuerzos en el suelo y de
los pesos unitarios usando la información que está a la mano, pruebas de
laboratorio y correlaciones de esfuerzos dan una base efectiva para estos
estimados. Deben ser establecidas además la geometría del talud y el nivel
freático antes del deslizamiento.
2.
El deslizamiento debe ser analizado con las propiedades estimadas según
el numeral anterior. Si el factor de seguridad usado es igual a 1.00, las
propiedades
y
condiciones
representan
un
modelo
razonable
del
deslizamiento, si el factor de seguridad no es igual a 1.00, las resistencias
son ajustados para F= 1.00. El factor de ajuste no necesita ser el mismo
para todos los suelos involucrados en el deslizamiento.
3.
Cuando valores de resistencia del suelo han sido determinados para dar
F=1.00 para las condiciones al momento de la falla, estos esfuerzos son
evaluados para evaluar las medidas de rehabilitación.
Para los deslizamientos en estudio se ha realizado el análisis regresivo de
estabilidad, ya que por un lado se conoce la geometría actual, se sabe que dichos
deslizamientos están activos, la estratigrafía y las características de los estratos
del suelo como son pesos específicos secos y húmedos. La condición de
esfuerzos para la condición sísmica se establece en base a un coeficiente sísmico
una aceleración de ah=0.14g, aplicada a todo el terreno. A continuación se
exponen las características que debe cumplir cada uno de los análisis para reflejar
las respuestas observadas en campo en cada uno de los deslizamientos.
Los métodos de equilibrio límite fueron utilizados en el derrumbe de Las
Vegas, El Huanuqueño y Deslizamiento Potencial, con el propósito de establecer
rangos de valores de las características de resistencia cortante del suelo, que
permitan luego ser comparadas con los resultados de los ensayos de laboratorio y
estudios pasados para entender el mecanismo de falla del talud y determinar los
parámetros de resistencia cortante.
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Para realizar el análisis retrospectivo se contó con perfiles topográficos
actuales y se tomó un coeficiente lateral sísmico de 0.14 g, el sismo que fue
determinado en el estudio de peligro sísmico.
6.0
MODELO GEOTÉCNICO DE FALLA DE TALUDES
Un modelo geotécnico de falla de taludes consiste en definir las
características de un talud de tal manera de poder explicar satisfactoriamente su
comportamiento ante distintas condiciones de esfuerzos y cargas aplicadas, de tal
manera de tener un esquema confiable para definir soluciones de estabilización.
Para poder desarrollar un modelo geotécnico de taludes, es necesario
definir las características topográficas, geológicas y de mecánica de suelos,
hidrogeológicas y definir las cargas que están actuando sobre el talud mismo en
un momento dado, o sobre la cabeza o el pie del talud y que pueden afectar la
estabilidad del mismo; por otro lado, es importante la caracterización de las fallas
ocurridas, ya que existe una relación cercana entre el tipo de inestabilidad que
puede producirse y la naturaleza intrínseca del material.
Sobre estos modelos se practicarán los ejercicios de estabilidad de los
taludes para tres situaciones importantes:
-
Estabilidad de los taludes anteriores al sismo.
-
Comportamiento inestable del talud durante el sismo.
-
Estabilidad de taludes con las medidas de rehabilitación que se propongan
en este estudio.
7.0
PARAMETROS GEOMECÁNICOS LAS VEGAS
Para definir los parámetros de los materiales se han tenido en cuenta el
análisis regresivo de estabilidad, los resultados de los ensayos realizados por la
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empresa HOB Consultores y Ejecutores en 1995, los parámetros utilizados por el
consorcio Integral Motlima, los ensayos de laboratorio realizados en este estudio,
las recomendaciones del consultor del BID R. Hunt. Además se ha tenido en
cuenta la Norma DIN-1055 de 1991 la cual permite definir en forma conservativa
rangos de variación de parámetros de resistencia al esfuerzo cortante en base a
las curvas granulométricas y las propiedades índices de los suelos finos
granulares.
7.1
Ensayos de Laboratorio HOB(1995)
Del Estudio de Rehabilitación de la Carretera Tingo Maria - Aguaytía. ,
realizado en 1995 por la empresa HOB Consultores y Ejecutores se pudo extraer
el resultado de los ensayos de laboratorio realizados en el sector crítico Las
Vegas.
Cuadro Nº2
Resultados de Laboratorio HBO
Km.
7.2
Ensayo
SUCS
L.L
(%)
L.P
(%)
W
(%)
C
(KPa)
Ø
(º)
Observación
23+400
Corte directo
SC
38
15.4
21.1
0.35
19
Inalterada
23+400
Triaxial UU
SC
38
15.4
21.1
0.57
11
Inalterada
Ensayos de Laboratorio Consorcio Integral-Motlima(2001)
Del la actualización de los Estudios Definitivos de la Carretera Huanuco -
Tingo Maria –Pucallpa sector Tingo Maria –Aguaytia realizado en el 2001 por el
Consorcio Integral- Motlima se pudo extraer el resultado de los ensayos realizados
en los laboratorios de la Pontificia Universidad Católica.
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Cuadro Nº3
Resultados de Laboratorio Integral – Motlima
Km.
Ensayo
SUCS
C(KPa)
Ø(º)
observación
23+000
Triaxial CU
SC
0.30
25
Remoldeada
23+500
Triaxial CU
SC
0.06
25
Inalterada
23+800
Triaxial CU
SC
0.39
18
Inalterada
Cabe mencionar que el consorcio Integral-Motlima utilizó los siguientes
parámetros para realizar el análisis de estabilidad de taludes.
Cuadro Nº4
Parámetros Geotécnicos Integral – Motlima
Material
Suelo natural(GC sin bolones)
Material
de
Trasportado(GC
con
γ
Ø
(kN/m3)
(º)
c
(KPa)
19
25
39
18
17
5
bolones)
7.3
Resultados de Laboratorio Consorcio CES-Hidroenergia(2003)
El análisis regresivo de estabilidad de taludes realizado en las 10 secciones
de análisis se determinó que los taludes mas críticos ( 23+500 y 23+530) presenta
una cohesión de 30 kPa y un ángulo de fricción de 30º.
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Los ensayos de Corte Directo y
de Compresión Triaxial realizados
en los
laboratorios de la Universidad Nacional de Ingeniería, se hicieron sobre las
muestras inalteradas y remoldeadas extraídas de las cárcavas (ver Cuadro Nº5)
Cuadro Nº5
Resultados de Laboratorio CES-Hidroenergia
Ubicación
Tipo de
ensayo
SUCS
%
Finos
W(%)
C(KPa)
Ø(º)
Observación
CV-2
Corte directo
CL
52.4
28.96
35
24
Inalterada
CV-3
Corte directo
CL
55.2
16.58
18
28
Inalterada
T-1/M3
Corte directo
CL
59.1
35.15
10
25
Inalterada
T-2/M2
Corte directo
CL
52.9
28.60
17
28
Inalterada
T-2/M3
Corte directo
CL
52.9
29.40
9
28
Inalterada
T-4/M2
Corte directo
CL
79.0
28.40
16
23
Remoldeada
T-5/M1
Corte directo
MH
98.8
27.80
11
20
Remoldeada
T-6/M1
Corte directo
ML
54.7
27.80
13
26
Remoldeada
T-1/M1
Triaxial UU
CH
89.9
28.3
76
6.9
Inalterada
T-2/M1
Triaxial CU
CL
58.4
23.00
29
31.8
Inalterada
T-8/M1
Triaxial CU
CL
58.2
23.2
23
28
Inalterada
De la tabla anterior se obtiene un valor promedio del ángulo de fricción
Ø=26.2 y cohesión efectiva promedio de 18 kPa para los ensayos de corte directo
y para los ensayos triaxiales tenemos Ø =29.9
y c’=0.26 kPa. Sin embargo
teniendo en cuenta que este sector se encuentran taludes verticales de entre 10 a
20 m que se autosoportan se puede inferir que presenta valores de cohesión y
ángulo de fricción mayores a los promedios obtenidos. Basado en este criterio y
considerando los valores altos de SPT encontrados en las perforaciones
diamantinas se tomo como valor de diseño los valores máximos encontrados en el
Ensayo Triaxial CU(T2/M2).
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Finalmente se ha definido los siguientes parámetros geotécnicos de diseño para
ser considerados en las alternativas de estabilización en el sector crítico Las
Vegas.
Cuadro Nº6
Parámetros Geotécnicos CES-Hidroenergia
γ
(Kn/m3)
Ø
(º)
C
(KPa)
Suelo natural(GC sin bolones)
19
32
30
Material Trasportado(GC con bolones)
19
28
20
19
32
30
Relleno compactado
18
30
20
Enrocado
20
40
0
18
28
20
Material
Material Natural(GC con bolones)
Relleno sin compactar(alternativa 1)
8.0
SITIO CRÍTICO LAS VEGAS
8.1
Análisis Regresivo de Estabilidad de Taludes
Se ha realizado un análisis regresivo de estabilidad de taludes con el objeto
de determinar parámetros mínimos de diseño. Para realizar los cálculos de
estabilidad se ha empleado el programa de cómputo SLOPE/W de GEOSLOPE el
cual utiliza el método de equilibrio límite para determinar los factores de seguridad.
Para el análisis se han considerado 10 secciones consideradas críticas en las
cuales las cárcavas se encuentran muy próximas a la vía. En la Tabla N° 1 se
presentan los resultados obtenidos en el análisis regresivo. En los Anexos del
presente informe se presentan los resultados del análisis de estabilidad.
El análisis de estabilidad se ha realizado en condiciones estáticas y
condiciones pseudo estáticas en donde se consideró un coeficiente sísmico de
0.14 g. Los parámetros de los materiales han sido definidos en el Item 7
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CARRETERA TINGO MARÍA – AGUAYTÍA, TRAMO 1.2: Km. 15+200 – Km. 51+551
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Los resultados de este análisis son presentados en la Tabla N° 2, donde se
puede observar el siguiente comportamiento.
Cárcava 2
En las secciones 23+020, 23+110, 23+210 y 23+230 los taludes presentan
factores de seguridad mayores a 1 para condiciones estáticas y pseudoestáticas considerando superficies de falla en la parte superior y falla
profunda.
En la sección 23+330 el talud presenta factor de seguridad menor a 1 para
condiciones pseudo-estáticas considerando superficie de falla en la parte
superior.
Cárcava 3
En la sección 23+460 el talud es estable en condiciones presentándose
factores de seguridad por encima de los mínimos exigidos en el Cuadro N°
1.
En las secciones 23+500 y 23+530 presentan factores de seguridad
menores a la unidad en condiciones estáticas y pseudo-estáticas para
superficies de falla en la parte superior y falla profunda.
En la sección 23+700 se ha determinado factores de seguridad mayores a
1.0 para superficies de falla en la parte superior y superficies de falla
profunda.
El análisis regresivo arrojó un valor máximo de cohesión de 30 Kpa y
ángulo de fricción de 30º.
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Cárcava 4
La sección 23+510 ubicada al lado derecho de vía presenta factor de
seguridad mayor a 1.0 para superficie de falla en la parte superior y
superficie de falla profunda.
8.2
Evaluación de las Alternativas
Las alternativas de estabilización han sido evaluadas mediante el análisis
de estabilidad de taludes para lo cual se ha hecho uso del programa de computo
SLOPE/W. los factores de seguridad en condiciones pseudo estáticas obtenidos
están por encima 1.0, lo que indica un talud estable. También se ha realizado la
calibración de los análisis de estabilidad realizados en la alternativas 2A y 2B con
los programas GSLOPE y MAC.ST.A.R.S 2000 respectivamente.
A sugerencia del Consultor Roy E. Hunt.
se ha realizado el análisis de
deformaciones permanentes para los taludes del sector critico Las Vegas, el cual
adjunto al presente anexo.
Las deformaciones inducidas por sismo tanto para el talud natural y el talud
estabilizado están por debajo de los mínimos establecidos.
9.0
EL HUANUQUEÑO
9.1
Análisis Regresivo de Estabilidad de Taludes
En la zona de El Huanuqueño se ha realizado un análisis regresivo de
estabilidad de taludes con el objeto de determinar parámetros de resistencia de los
materiales que conforman el talud, estos parámetros fueron empleados en la
evaluación de las alternativas de solución propuestas.
Los parámetros de los materiales obtenidos del análisis regresivo de
estabilidad de taludes se presentan en la Tabla N° 3. En el Anexo adjunto se
presentan los resultados de análisis.
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Tomando como base los parámetros obtenidos a partir del back analysis y
las investigaciones geotécnicas que consistieron en refracción sísmica, se ha
establecido los perfiles estratigráficos, parámetros geotécnicos y alternativas de
estabilización.
También se realizó un análisis de estabilidad de taludes en condiciones
estáticas y condiciones pseudo estáticas en dos secciones consideradas como las
más críticas (Km. 46+920 y Km. 47+940). Los parámetros para el análisis han sido
determinados en base al análisis regresivo, las investigaciones geotécnicas y los
parámetros planteados por el Consorcio Integral – Motlima.
Los resultados del análisis de estabilidad de taludes realizados en el talud
existente indican un talud estable tanto en condiciones estáticas y pseudoestáticas. Sin embargo se considera el nuevo alineamiento de la vía y la presencia
de un material de roca fisurada y propenso a deslizarse, se ha evaluado las
alternativas de solución propuestas por el Consorcio Integral Motlima, las
soluciones planteadas por R. Hunt y finalmente la alternativa que propone el
Consorcio encargado del presente estudio. Estas son las Alternativas 1, 2 y 3.
Los resultados del análisis de estabilidad se presentan en la Tabla N° 4
donde se puede notar que los factores de seguridad son estables en condiciones
estáticas y pseudo-estáticas. Además, las superficies de falla consideradas se
presentan en el Anexo adjunto.
10.0 DESLIZAMIENTO POTENCIAL
10.1 Análisis Regresivo de Estabilidad de Taludes
En la zona denominada deslizamiento potencial se ha realizado un análisis
de estabilidad regresivo con el objeto de determinar los parámetros para evaluar la
estabilidad del talud en dos secciones de análisis (Km. 50+363 y Km. 50+400).
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Los resultados del análisis regresivo se presentan en la Tabla N° 5 y los
resultados en el Anexo adjunto.
En esta zona se han planteado superficies de falla en bloque, uno en la
parte inferior que emerge por el borde de la carretera y otro en la parte superior del
talud. Para el análisis se ha utilizado el método de Morgenstern-Price.
Los resultados obtenidos en el análisis indican un talud estable en la parte
superior y en la parte inferior es inestable en condiciones pseudo estáticas. El
coeficiente sísmico considerado es de 0.14 g. (de acuerdo al nuevo estudio de
peligro sísmico).
Los resultados del análisis de estabilidad se presentan en la Tabla N° 6 y
los reportes se presentan adjuntos al presente informe.
11.0 CONCLUSIONES
Las Vegas
-
El valor del coeficiente sísmico determinado del Estudio de Peligro Sísmico
fue de 0.14g
-
El análisis regresivo arrojo un valor máximo de cohesión de 30 Kpa y
ángulo de fricción de 30º.
-
Los parámetros geomecánico para el análisis de estabilidad de taludes son
los siguientes.

(kN/m3)
Ø
(º)
C
(KPa)
Suelo natural(GC sin bolones)
19
32
30
Material Trasportado(GC con bolones)
19
28
20
19
32
30
Material
Material Natural(GC con bolones)
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Relleno compactado
18
30
20
Enrocado
20
40
0
18
28
20
Relleno sin compactar(alternativa 1)
-
En las secciones 23+020, 23+110, 23+210 y 23+230 los taludes presentan
factores de seguridad mayores a 1 para condiciones estáticas y pseudoestáticas considerando superficies de falla en la parte superior y falla
profunda.
-
En la sección 23+330 el talud presenta factor de seguridad menor a 1 para
condiciones pseudo-estáticas considerando superficie de falla en la parte
superior.
-
En la sección 23+460 el talud es estable en ambas condiciones
presentándose factores de seguridad por encima de los mínimos exigidos
en el Cuadro 1.
-
En las secciones 23+500 y 23+530 presentan factores de seguridad
menores a la unidad en condiciones estáticas y pseudo-estáticas para
superficies de falla en la parte superior y falla profunda.
-
En la sección 23+700 se ha determinado factores de seguridad mayores a
1.0 para superficies de falla en la parte superior y superficies de falla
profunda.
-
La sección 23+510 ubicada al lado derecho de vía presenta factor de
seguridad mayor a 1.0 para superficie de falla en la parte superior y
superficie de falla profunda.
-
Se ha evaluado los taludes de corte y relleno propuestos en cada una de
las alternativas de estabilización de este sector crítico, donde se pudo
observar que los factores de seguridad están por encima de los mínimos
establecidos en el Cuadro Nº1.
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-
Se ha calibrado los análisis de estabilidad realizados en las alternativas
2A(Tensar) y 2B(Maccaferri). Para ello se ha hecho uso del programa de
computo SLOPE/W en comparación con aquellos utilizados por los
departamentos técnicos de los proveedores.
-
Se ha realizado el análisis de deformaciones permanentes inducidas por
sismo, a sugerencia del Consultor Hunt, resultando valores apropiados.
El Huanuqueño
-
Los resultados del análisis de estabilidad de taludes realizados en el talud
existente indican un talud estable tanto en condiciones estáticas y pseudo –
estáticas. Sin embargo si se considera el nuevo alineamiento de la vía y la
presencia de un material de roca fisuradas y propenso a deslizarse, se ha
evaluado las alternativas de solución propuestas por el Consorcio Integral
Motlima, las soluciones planteadas por R. Hunt y finalmente la alternativa
que propone el Consorcio encargado del presente estudio. Estas son las
Alternativas 1, 2 y 3.
-
Los resultados del análisis de estabilidad de taludes se presentan en la
Tabla N° 4 donde se puede notar que los factores de seguridad indican que
los taludes de corte propuestos son estables en condiciones estáticas y
pseudo – estáticas.
Deslizamiento Potencial
-
Los parámetros de los materiales han sido tomados del estudio del
Consorcio Integral – Motlima.
-
En la zona del Deslizamiento Potencial se han planteado superficies de falla
en bloque, uno en la parte inferior que emerge por el borde de la carretera y
otro en la parte superior del talud. Para el análisis se ha utilizado el método
de Morgenstern-Price.
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-
Los resultados obtenidos en el análisis de estabilidad indican un talud
estable en la parte superior y en la parte inferior presenta factores de
seguridad cercanos a la unidad.
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ANALISIS DE DEFORMACIONES PERMANENTES INDUCIDAS POR SISMO
1.0
INTRODUCCION
El método de análisis pseudo-estático, como todos los métodos de equilibrio
límite, proporciona un índice de la estabilidad dado por el factor de seguridad, pero
ninguna información sobre las deformaciones asociadas con la falla del talud. Sin
embargo, la condición de servicio de un talud luego de un sismo está controlada
por las deformaciones; de esta manera los métodos de análisis que predicen los
desplazamientos del talud proveen una mejor evaluación de la estabilidad sísmica
del talud.
Existen diferentes métodos para predecir los desplazamientos permanentes
después
de ocurrido el sismo y de acuerdo a su aplicabilidad y valoración
merecen cierta atención en lo concerniente a la evaluación en presas de tierra y
taludes.
Tabla A
Tabla 4.4
Categorías de Daño de Acuerdo a la Deformación Permanente Producida por Sismo*
Categorías de Daño
Deformación
I
<0.3 m
II
0.3 m a 1.0 m
Descripción
Deformación de la cresta mínima o casi
despreciable.
No ocurren mayores fallas en el talud.
Ligeras fallas superficiales probablemente
ocurran (1 m a 2 m bajo la superficie del
terreno)
Mayores daños son considerados improbables.
III
1.0 m a 3.0 m
IV
>3.0 m
Profundas fallas probablemente ocurran (hasta
los 5.0 m bajo la superficie del terreno)
La carretera al pie del talud puede ser
bloqueada y ocurrir desgracias.
Profundas fallas probablemente ocurran.
(Hasta 10.0 m bajo la superficie del terreno).
La carretera al pie del talud será bloqueada
ocurriendo desgracias.
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En la Tabla anterior se define las categorías de daños con relación a la
deformación permanente producidos por sismos y la descripción de las probables
consecuencias obtenidas de Makdisi-Seed (1977). Esta clasificación se basa en el
juicio ingenieríl y está aplicada a presas y terraplenes. En el caso de taludes
naturales o de corte esta clasificación puede variar. Para el caso de los taludes
naturales se puede establecer valores límites de hasta 20 cm o dependen de la
experiencia del especialista.
2.0
MÉTODO DE NEWMARK
Como la aceleración varía con el tiempo, el factor de seguridad pseudo-
estático también lo hará, si las fuerzas de inercia actuantes en la masa de falla
potencial (estáticas y dinámicas) son mayores que las fuerzas resistentes, el factor
de seguridad disminuirá su valor hasta ser menor que la unidad. Newmark (1965)
consideró el comportamiento de un talud bajo tales condiciones. Cuando el factor
de seguridad es menor que la unidad, la masa de falla potencial no estará más en
equilibrio, consecuentemente, será acelerada por una fuerza.
La situación es
análoga a un bloque apoyado en un plano inclinado. Newmark usó esta analogía
para desarrollar un método de predicción de las deformaciones permanentes de
un talud sujeto a cualquier movimiento del terreno.
Cuando un bloque en un plano inclinado es sujeto a un pulso de aceleración
que excede la aceleración de fluencia, el bloque se moverá de manera relativa al
plano. Para ilustrar el procedimiento de cálculo de las deformaciones
permanentes, consideramos el caso en el cuál un plano inclinado es sujeto a un
pulso de aceleración rectangular simple de amplitud A y duración t. Si la
aceleración de fluencia, ay, es menor que A , la aceleración del bloque relativa al
plano durante el período de tiempo t0 a t0 + t es :
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arel (t )  a b (t)- a y  A - a y
t0  t  t 0  t
(1)
Donde ab(t) es la aceleración del plano inclinado. El movimiento relativo del
bloque durante este período puede ser obtenido integrando dos veces la
aceleración relativa, de esta manera:
t
d rel (t )   v rel (t) dt 
t0


1
2
A - a y t  t 0 
2
t0  t  t 0  t
(2)
Cuando t = t0 + t, la velocidad relativa alcanza su máximo valor:


vrel (t )   a rel (t)dt  A - a y t  t 0 
t
t0

t0  t  t 0  t

vrel (t0  t)  A - a y t
d rel (t0  t ) 

(3)
(4)

1
A - a y t 2
2
(5)
Después, la aceleración de la base se hace cero (cuando t = t 0 + t), el bloque
deslizante se desacelera por la fuerza de fricción actuante en su base. El bloque
continuará deslizándose en el plano, pero sólo hasta que su velocidad alcance el
valor de cero. La aceleración en este tiempo está dada por:
arel (t )  a b (t)- a y  0 - a y  - a y
vrel (t )  vrel (t0  t)  
t
t0  t
t0  t  t  t1
a rel (t)dt  A t - a y (t - t 0 )
(6)
(7)
Donde t1 es el tiempo en el cual la velocidad relativa se hace cero. Entre t 0+t y
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t1, la velocidad relativa disminuirá con el tiempo de acuerdo a:
t 0  t  t  t 1
(8)
Si la ecuación la igualamos a cero cuando t = t1, se obtiene:
t1  t 0 
A
t
ay
(9)
Luego:
d rel (t )  
t
t0  t
v rel (t) dt  A t (t - t 0 - t) -


1 2
2
t  t 0  t  ......(10)
2
Después del tiempo t1, el bloque y el plano inclinado se mueven juntos. Durante el
período total de tiempo entre t = t0 y t = t1.
t 0  t  t  t1
(11)
Entre t0 y t0 + t, la velocidad relativa se incrementa linealmente y el
desplazamiento relativo cuadráticamente. En t0 + t, la velocidad relativa ha
alcanzado su máximo valor, luego del cual decrece linealmente. El desplazamiento
relativo continúa incrementándose hasta t = t1. El desplazamiento total relativo
será:
drel (ti) = ½ (A – ay) t2 A/ay
(12)
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El desplazamiento relativo depende de la duración del tiempo durante el cual la
aceleración de fluencia es excedida. Esto sugiere que el desplazamiento relativo
causado por un simple pulso de un fuerte movimiento estará relacionado a la
amplitud y contenido de frecuencias de ese pulso. Un movimiento sísmico puede
exceder la aceleración de fluencia varias veces y producir un número de
incrementos del desplazamiento.
3.0
ANÁLISIS DE DEFORMACIONES
Para el cálculo de las deformaciones permanentes producidas en el talud
por la acción sísmica se utilizó el Método de Newmark, mediante algoritmos y
hojas de cálculo para presentar los resultados (Alva Hurtado e Infantes, 2000). Se
tendrá en consideración que para el cálculo de la deformación permanente del
talud, además del sismo de diseño, es necesario conocer la superficie de falla
propuesta y el valor de la aceleración de fluencia calculada por el método de
equilibrio límite en el análisis Pseudo-estático. Los cálculos de la deformación
permanente se ejecutaron simulando condiciones antes del sismo para verificar
su falla y luego de realizada la estabilización del talud para predecir su
comportamiento satisfactorio ante el sismo de diseño.
Para los sismos de diseño se utilizaron los siguientes registros de la ciudad
de Lima:
1. Sismo del 17 de Octubre de 1966
2. Sismo del 31 de Mayo de 1970
3. Sismo del 3 de Octubre de 1974
Para este fin se usaron los registros sísmicos con distintas amplificaciones de las
aceleraciones máximas a 0.28g, 0.50g,
y 0.75g, y así de esta manera ser
utilizados en el análisis de deformaciones permanentes.
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Los cálculos de la deformación permanente se ejecutaron para la condición talud
natural antes del sismo con el objeto de verificar su falla y luego de la
estabilización del talud para predecir su comportamiento satisfactorio ante el sismo
de diseño.
La condición de servicio de un talud luego de un sismo está controlada por las
deformaciones, más aún si se trata de taludes, que su falla significa un grave
peligro, pudiendo producir daños ambientales y perdidas economica importantes.
De esta manera para determinar los desplazamientos permanentes de los taludes
se utilizo el método de Newmark.
Para el caso de los taludes naturales del Sector La Vegas se ha establecido
valores límites de hasta 20 cm, ya que se trata de materiales susceptibles a la
vibración.
4.0
CALCULO DE
DEFORMACIONES PERMANENTES CON SISMOS DE
DISEÑO
Se hizo uso de una hoja de calculo en Excel para realizar el cálculo de
deformaciones permanentes, esta hoja está basada en la publicación de Houston
et al (1987), además se obtiene resultados gráficos de forma inmediata y que son
presentados en los cálculos siguientes.
Los valores de las aceleraciones de fluencia han sido determinados para la falla
del talud antes del sismo y después del sismo.
Para los cálculos se hizo uso de los valores de los registros sísmicos amplificadas
a valores de 0.28, 0.50, y 0.75g como aceleración máxima, este procedimiento fue
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posible gracias al programa SHAKE, el cual logra aumentar en forma proporcional
los valores del registro a aquellos valores de aceleración máxima supuestos. Se
utilizó a la aceleración de 0.28g dado que este es el valor máximo proveniente del
estudio de peligro sísmico.
La Tabla B presenta los resultados
de los cálculos de las deformaciones
permanentes para los taludes naturales el Sector Las Vegas determinados en
base a los registros simicos nombrados anteriormente.
El análisis de los resultados de las condiciones pre-sismo nos indican que para
una falla del talud, el sismo de Lima de 1974 escalado a 0.28g se consideró como
el de mayor importancia por presentar una máxima aceleración y un contenido de
frecuencia mayor que los otros registros. Se notó que tal registro producía
deformaciones permanentes menores de 51.31 cm en el talud para una
amplificación de 0.50g; mientras que para una amplificación de 0.75g se
desarrollarían deformaciones permanentes menores a 168.70 cm, Estos Valores
de Deformación Permanente se dan el caso donde los taludes no han sido
estabilizados.
De la misma manera en la Tabla C se presentan los resultados obtenidos para
deformaciones permanentes en los taludes estabilizados. En este caso las
deformaciones permanentes son menores de 2.92cm con una amplificación de
0.50g y una deformación de 20.12cm para una amplificación de 0.75g.
En el Anexo “Deformaciones Permanentes” se muestran las hojas de cálculo del
análisis de deformaciones permanentes junto con gráficas que complementan la
información, tanto para los taludes en un estado pre-sísmico así como con las
medidas correctivas de estabilización de los mismos.
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