Análisis geológico – geotécnico para el desplante de la cimentación ...

Esta tesis fue aceptada por el tribunal examinador de la Escuela de Economía de laFacultad de Ciencias Sociales de la Universidad Nacional como requisito para optar porel grado de Licenciatura._______________________Dr. Henry Mora JiménezDecano de la Facultad de Ciencias Sociales_______________________MSc. Álvaro Martin Parada GómezDirector de la Escuela de Economía_______________________MSc. Jorge Andrey Valenciano SalazarTutor_______________________MSc. Karla Meneses BuchelliLectora_______________________Lic. Rosa Ruíz VásquezLectora2

esta incertidumbre en el comportamiento de las fallas elmodelo geológico ha sido objeto de ajuste o adecuacióncon cada situación geológica relevante que se hadescubierto o con variantes de una condición yaconocida. Tal es el caso del bloque inestable de lamargen izquierda cuyos primeros movimientos seobservaron sobre el plano de la falla Colapso, la cual seidentificó en la etapa de estudios geológicos como unsistema de fallas que se caracterizaron por unageometría semicircular definida más por la asociación derasgos geomorfológicos que por los escasosafloramientos de sus planos de falla.Curva, mismas que asociadas a la Falla Vertedor 1, (yaconocida desde la etapa de estudios) las que en suconjunción constituían zonas de debilidad en la roca quepodían facilitar el desprendimiento de la masa.Los agrietamientos en el concreto lanzado del portalde entrada de los túneles de desvío se relacionaron conel límite oeste del dique granítico que se encontró enesta excavación, lo cual evidenció que este diqueconstituía el límite del bloque y que la Falla La Curva noparticipaba en la condición inestable. Posteriormente sedetectó el desarrollo de grietas de tensión a lo largo dezona de brecha de la Falla Colapso 1 en la plataforma550. Asimismo en el frente de excavación del túnel dedesvío 1 aproximadamente a los ochenta y cinco metrosde su apertura se registró un deslizamiento sobre elplano de la Falla Colapso en su extensión hacia elinterior de la ladera. Con base en estos elementos loslímites del bloque inestable se definieron mediante lasfallas Colapso, Colapso 1, Colapso 2 y el diquegranítico, la Falla Vertedor 1 podría influir en el bloqueen una extensión muy corta.Figura 5. Marco tectónico actual del occidente de MéxicoBNF.-Falla de Barra de Navidad, TZR.-Graben Tepic-Zacoalco, CR.- Graben de Colima, MG.- Graben deManzanillo y CHG.- Graben de Chapala3.1 Identificación del bloque inestable y reubicacióndel trazo del plintoLas excavaciones del portal de entrada de los túneles dedesvío así como las de algunos caminos de acceso apartir de la plataforma donde en un principio seconsideraba ubicar las lumbreras de cierre provisional(elev. 456), dejó expuesta una falla importante de laladera con echado de 32° hacia el interior de la misma,esta estructura se denominó Falla Colapso. La condiciónreal de la Falla Colapso presentó un horizonte arcillosode un espesor variable de 1 a 8 cm, una franja de brechade falla de hasta un metro, así como influencia al alto dela falla en una zona de roca cizallada de hasta 6 m deespesor.Un par de meses después, se observaron losprimeros indicios de movimiento del bloque sobre esteplano de falla, con el conocimiento de las característicasexpuestas de la Falla Colapso y su correlación con elaspecto que ésta presentaba en la superficie, seestablecieron criterios para determinar la existencia deotras estructuras geológicas similares a esta encomportamiento lo que desemboco en la ubicación delas fallas más importantes de la margen izquierda, lascuales se denominaron Colapso 1, Colapso 2 y LaFigura 6. Fallas principales de la Margen Izquierda quedieron origen al bloque.Cinemáticamente la Falla Colapso no reúnecondiciones para que ocurra el movimiento del bloque,no obstante la asociación con los planos tambiénalabeados de las fallas Colapso 1 y Colapso 2, generóintersecciones que están dirigidas hacia el portal deentrada de los túneles de desvío y de esta forma secondicionó el movimiento generalizado del bloque cuyainestabilidad se detonó por el importante volumen deroca retirado con la excavación de los portales deentrada de los túneles de desvío.

Figura 9. Sección a través del eje del plinto contopografía general, nótese la diferencia de nivelesFigura 7. Vista Frontal del bloque inestable de la margenizquierda.Una vez que se tuvo entonces definido el bloque en lamargen izquierda se procedieron a realizar accionespara detener su movimiento así como para proporcionarestabilidad a la ladera, dentro de estas se tuvo quereubicar el plinto en dicha margen, pues este caía dentrode la zona inestable. Para salva guardar la integridad dela cortina, esta se ubico al bajo de la Falla Colapso, conlo que se aseguraba que el bloque no generará influenciaen las estructuras de contención si es que llegará aocurrir algún evento que propiciará su movimiento.La solución a dicho problema derivo en laconstrucción de un muro de reposición de concreto, elcual evidentemente tendrá variación en altura a lo largodel eje del plinto, acomodándose a la topografíaexistente.La altura máxima estimada de la estructura es deveintisiete metros desde la cota de cimentación hasta sucorona, dónde se apoya el plinto de la cortina.Figura 10. Sección del muro de reposiciónFigura 8. Planta con el plinto y su desplazamiento parasalir de la zona inestable.Este muro fue diseñado siguiendo los principios dediseño de presas de concreto masivo convencional,adecuando su geometría para resistir las accionesprovocadas en ella por peso propio, los materialesadyacentes y supra yacentes en el mismo aunados alefecto del agua y sismo.4 DESCRIPCIÓN GENERAL DE LA REPOSICIÓN YCARACTERISTICAS DE LA CIMENTACÍÓNEsta reubicación del plinto aunque lo posicionaba enun lugar estable, dejaba su nivel por arriba del nivel deterreno, esto por la topografía de la zona, lo cual requirióde la elaboración de un proyecto de reposición quellevará la descarga del plinto al piso de proyecto.Figura 11. Modelo Tridimensional del muroUna vez que se contó con el proyecto de reposición,se hizo necesario revisar las condiciones geológicas enque se encontraba terreno en cuestión para verificar lacalidad del desplante, en esta revisión se denotó que elterreno se ve afectado por una conjugación de dos fallas,la cuales se van intersectando conforme se acercan a laladera, una de ellas, la “Falla Colapso” que es parte delbloque inestable y cubre una zona de alteración no

menor a seis metros y la “Falla Vertedor 2” que es demenor espesor pero con características de cizallamientoregulares por donde se encontró su traza, generabanuna zona donde el material que se encuentra entre ellasestaba muy triturado y se esperaba que tuviera muymala calidad si se pudiera clasificar como macizorocoso.Dada la necesidad de proporcionar seguridad alcomportamiento del muro se requirió entonces generarun análisis tal, que determinara las calidades yparámetros mecánicos de los materiales que existieranen el piso de terreno, esto para definir la solución de sucimentación.Conociendo el comportamiento de las fallas enprofundidad y con los datos generados en lazonificación, se generaron secciones geológicas -geotécnicas para establecer las características de laszonas hacia el interior del macizo con la finalidad de preestimarla profundidad del contacto y sobretodo de lazona 2.1, dado que ese dato nos servirá para establecerel modelo geotécnico general del piso del muro.Derivado de estos análisis y con lo encontrado en unpar de barrenos con recuperación que se solicitaron enla zona en cuestión se estableció entonces que laprofundidad máxima promedio en el eje del plinto de lazona más alterada oscila entre nueve a once metros yque la roca de alrededor de esta es de buena calidad,con lo que se infiere que de construirse el muro en esematerial se podrían inducir deformaciones o fallos decapacidad de carga en el terreno lo que pondría enriesgo la integridad del plinto y con eso elfuncionamiento de la central en sí.Tabla 1. Valores estimados promedio de RMR y GSI enlas calidades de macizo rocoso encontradas en el pisodel muro de reposición.Zona Material RMR GSI1 Dique andesitico (Tda) >20 132 Tmid de mala calidad 45 402.1 Brecha Alterada 26 213 Tmid Propilitizada Regular 47 424 Tmid Regular 52 47Figura 11. Fallas en el piso de terreno del plinto entre elpunto dos a cinco.5 ANÁLISIS GEOTECNICO5.1 Zonificación de las calidades de rocaPara poder determinar las calidades de roca que setienen en el piso del muro, en primera estancia senecesitaba conocer la extensión que estos cubren. Estose resolvió haciendo un mapeo de calidades de roca,para estimar las calidades de roca presentes en el sitiodesde el punto de vista geotécnico, se recurrió a utilizarel valor del RMR y GSI presente en cada cambio decalidades, determinando los puntajes de estas in situ ycorrelacionando los valores de resistencia a lacompresión simple que se obtuvieron en losespecímenes de los estudios previos en cuanto al tipo deroca que se tuviera.De la geología del sitio se tienen identificadas tresunidades litológicas presentes, una zona de diqueandesitico (Tda) muy oxidado, una zona con rocaignimbrita dacítica con diferentes calidades (Tmid) y labrecha de falla; del mapeo de calidades resultaron cincocambios entre ellas las que arrojaron los siguientesvalores promedio:Figura 12. Zonificación geotécnica de calidades en elplinto de margen izquierda del P.H. La Yesca, entre lospuntos dos a cinco.

cuales se utilizaría el menor, el primero basado en elcriterio de falla de Hoek y Brown y aplicado para el casode roca fracturada, este a través de la ecuación:qadm=qultFS⎛⎜ C= ⎜⎝f2m R + sc 3 R cFS1 ( q+⎞σ ⎟⎟⎠σ 3(1)Figura 13. Modelo geológico – geotécnico de lascalidades de macizo rocoso en el plinto de margenizquierda del P.H. La Yesca, entre los puntos dos acinco.5.2 Determinación de los parámetros geomecánicosde las diferentes zonas de calidades de macizorocosoDada la necesidad de completar el modelo geológico –geotécnico del macizo rocoso para el desplante del murodel plinto, se realizó entonces la evaluación de losparámetros mecánicos de los materiales in situ, estoarrojaría los valores tanto de capacidad de carga comode modulo de reacción de los materiales subyacentescon lo que se podría entonces diseñar tanto el muro dereposición así como definir las necesidades que sedeben de cubrir en cuanto a la condición de mala calidaden el terreno antes comentada.Para poder estimar los valores de los parámetros deresistencia al esfuerzo cortante de la roca, se utilizó lametodología basada en el criterio de falla de Hoek –Brown, asignando en el, los valores de resistencia a lacompresión simple definidos para cada unidad litológicade acuerdo a su ubicación en los estudios previos delaboratorio, el valor de GSI medido en campo a travésde su propia evaluación y su comparación con losvalores de RMR 89 definidos también en campo a travésde la ecuación GSI = RMR 89 – 5, esto sin considerar losefectos del agua ni orientación de las fracturas con lafinalidad de respetar las actualizaciones que se hanrealizado con respecto al criterio de evaluación del RMRen su última versión, el valor de afectación D, del criteriose dejo en 0 ya que no existe afectación de la masa en elterreno por voladuras.A partir de estas generalidades se procedió a evaluarcada zona definida, utilizando los valores generales de laenvolvente, como parámetros de resistencia al esfuerzocortante y evaluando con esta misma metodología suequivalencia en valores de cohesión y fricción para elcriterio de Mohr – Coulomb así como el modulo deelasticidad del macizo rocoso en cuestión a través delmétodo generalizado de Hoek – Diederichs.Una vez determinados estos parámetros se realizo laevaluación del la capacidad de carga admisible (q adm) delas zonas en cuestión a través de dos métodos de losdonde: q ult = capacidad de carga última en Mpa; FS =factor de seguridad en este caso será de 3; C f1 = factorde corrección según la geometría de la cimentación (verdetalles en los artículos relacionados con este tema); m= constante de la roca de acuerdo al criterio de Hoek –Brown; R c = Resistencia a la compresión simple de laroca intacta en MPa; s = constante de la roca de acuerdoal criterio de Hoek – Brown; el valor de esfuerzo principalmenor σ 3, es la variante en este método con respecto alas variables que constituyen los valores del criterio deresistencia al esfuerzo cortante de la roca, pues en estaaplicación ve su cambio al estimarse en su cálculoademás de las constantes de roca intacta Rc, m y s, elvalor del esfuerzo horizontal a nivel de desplante definidocomo q s, el cual se calcula de la misma forma que elempuje de tierras en reposo con el valor de k 0 que es elcoeficiente de empuje de tierras en reposo del material yel valor de D f que es la profundidad de desplante la cualen este análisis se definió como de un metro, con lo quela ecuación para medir el esfuerzo principal menor es lasiguiente:m R q s + s R c2σ 3 = +c(2)donde: q s= esfuerzo horizontal a nivel cimentación.sEl segundo criterio que se utilizo fue el recomendadopara roca fracturada por el manual de obras civiles deCFE, este método evalúa la capacidad de cargaafectando el valor de la resistencia a la compresiónsimple de la roca intacta a razón del espaciamiento delas discontinuidades y el espesor de estas en la masaanalizada, a través de la ecuación:qadmqult=FSc3 + sR100 Bcδ10 1 + 300c=sFsdonde: B=ancho de la cimentación en su seccióntransversal en cm; c s=espaciamiento de lasdiscontinuidades en cm; δ=espesor de la discontinuidadindividual en cm.Dado que la roca en el lugar de manera generalpresenta valores promedio de RMR y GSI menores a 50,la calidad máxima encontrada se refiere a un macizo de(3)

calidad regular a muy mala, con lo que lasdiscontinuidades y fracturas presentes en el es general,con lo que el método es aplicable.Para poder calcular los asentamientos en la base delmuro se hacía necesario calcular los valores del modulode reacción de subgrado de dichos materiales, este secalculó mediante el criterio de Klepikov con el uso de lasiguiente ecuación:k s =ω AEs2( 1 − )0.5υ s(4)donde: E s=Módulo de deformación de la masa en Mpa;A=área de la base de cimentación en m 2 ; υ s=módulo dePoisson de la masa adimensional; ω=coeficiente deforma de la cimentación.De esta manera se obtuvieron los valores de losparámetros de resistencia y deformación de la masarocosa, dejando al Tda como peor material y a la Tmidregular con los mejores parámetros de resistencia ydeformación, estos datos completaban el modelogeotécnico, con lo que se pudo dar paso al análisis ydiseño del muro.Tabla 2. Comparativa de valores estimados de q adm y k spromedio en las diferentes calidades de macizo rocosoencontradas en el piso del muro de reposición.Zona Material q ad k s1Dique andesítico Valor Valor(Tda)mínimo mínimo2Tmid de malacalidad2 >2.1< 3,4 2>2.1

Figura 15. Sección transversal máxima del muro conexcavación.Por su parte los taludes sur y oeste, al estarexcavados en roca, requieren de un análisis por mediode falla de cuerpo rígido, lo que hacia necesario ladeterminación de un estereograma que mostrara lossistemas de fracturamiento presentes en la zona.Figura 16. Planta de la excavación retirando el materialde la zona 2.1Para asegurar la estabilidad temporal de los cortes,se requirió de la evaluación de la estabilidad de estos.De acuerdo a la configuración de la excavación lasparedes de los taludes sur y oeste requerían de unanálisis de estabilidad de taludes en roca mientras lostaludes más altos en el lado este, requerían de unanálisis por medio de falla circular, ya que los materialesde esa zona presentan características de suelos.El análisis de estabilidad de la pared este se realizómediante el método del GLE de Khan, para condicionesdinámicas sin presión hidrostática, puesto que se esperadesarrollar esta excavación durante la temporada desecas, arrojando un factor de seguridad de 1.92,asegurando la estabilidad de esa pared.Figura 18. Estereograma general de los taludes de laexcavación del muro de reposición del plintoUna vez definidas las condiciones de los sistemas defracturamiento y discontinuidades de la zona se denotoque para cada uno de los taludes existían diferentescondiciones que pondrían en riesgo su estabilidad.En el caso del talud oeste se definía un mecanismode falla plana, este se analizo en condiciones dinámicassecas del cual resulto un factor de seguridad de 1.57asegurando la pared de esa zona.Figura 19. Modelo de estabilidad bajo falla plana deltalud oesteFigura 17. Sección de análisis de estabilidad por fallacircular del talud este por el método del GLE.Para el talud sur la condición fue muy diferente, este secompone de dos cambios de pendiente y de acuerdo alestereograma se producía una cuña irregular, estadefinió bajo condiciones dinámicas secas un factor deseguridad de 0.88 con lo que se requiere un tratamientode anclaje con un patrón de 3 x 3 al tres bolillo, de nueve

metros de profundidad, con lo que se conseguía unfactor de seguridad de 1.52.proveen datos que de tener una correcta interpretaciónpropiciarán los resultados esperados y permitiránrealizar consideraciones de diseño más especificas paracada problema.7 REFERENCIASFigura 20. Modelo de estabilidad bajo cuña irregular deltalud surDe esta forma se definió entonces la estabilidad de laexcavación dejando como factible el proyecto.6 CONCLUSIONESDe acuerdo a los procedimientos realizados en estearticulo para resolver esta condición de estabilidad enuna de las principales obras del P.H. La Yesca, sedemostró que estas revisiones que se basaron en unaconjunción de metodologías derivadas del estado delarte de la geotecnia, hace constar que dichas técnicasson eficientes para mantener la seguridad del proyectoen si, aunado a los análisis geológicos los cualesDuncan C Wyllie y Christofer W Mah. (2004). “RockSlope Engineering” 4th EditionG.P. Giani. (1992). “Rock Slope Stability Analysis” 3erEdiciónSeed, H.B., Lysmer, J. y Hg, R. (1975). “Soil-structureinteraction analyses for seismic response”, 3erEdiciónLeopoldo Espinosa Graham y Jose Luis Leon Torres.“Manual de diseño de obras civiles, Goetecnia, B.3.3Cimentaciones en Roca”, CFEU.S. ARMY CORPS OF ENGINEERS (1995) “GravityDam Design.” . EM 1110-2-2200.Barry Cooke and James L. Sherard . (1985). “ConcreteFace and Rockfill dams· . Design , construction andperformance. ASCE Symposium in Detroit ,Michigan.BRAJA M. DAS (2001). “Principios de Ingeniería deCimentaciones” International Thomson Editores.Cuarta Edición.Bieniawski Z.T. 1976. “Rock mass classification in rockengineering. In Exploration for Rock Engineering,Proc. of the Symp.” CapeTown, Balkema.Hoek, E. and Brown, (1988). “The Hoek-Brown failurecriterion “ 15th Canadian Rock Mech. Symp. Dept.Civil Engineering, University of Toronto.E. Hoek, C. Carranza-Torres and B. Corkum (2002).“Hoek-Brown failure criterion – 2002 Edition” Proc.NARMS-TAC Conference, Toronto, 2002