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Dimensionamiento y aplicación del sistema fl exible TECCO® paraestabilización de taludes fabricado a base de alambres de acero dealta resistencia a la tracción en combinación con anclajes en suelosy en rocas

Documentación técnica / febrero 2011

Sistema TECCO® para Estabilización de Taludes Resumen de Publicaciones Técnicas Editadas durante el Periodo 1998 - 2011

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Sistema TECCO® / Resumen de Publicaciones Técnicas / febrero 2011

SINOPSIS

Los sistemas fl exibles para estabilización de taludes fabricados a base de

mallas de alambre y de redes de cables de acero en combinación con an-

clajes se han usado ampliamente en la práctica para estabilizar taludes en

suelos y rocas. Constituyen soluciones económicas y son una buena alter-

nativa a otras medidas basadas en muros rígidos de contención hechos de

hormigón o en estructuras masivas de soporte.

Además de los diseños en los que se emplean mallas convencionales de

alambre de acero, actualmente se pueden encontrar en el mercado mallas

fabricadas a base de alambres de acero de alta resistencia a la tracción.

Estas últimas pueden absorber fuerzas sustancialmente mayores y trans-

ferirlas a los anclajes. Se han desarrollado conceptos especiales para el

dimensionamiento de sistemas fl exibles para estabilización de taludes para

usarse en taludes empinados en suelos más o menos homogéneos o en

roca suelta fuertemente meteorizada, así como en rocas fi suradas y estra-

tifi cadas en las cuales los cuerpos propensos a deslizarse están defi nidos

por las superfi cies de las fracturas y de las capas. Las estabilizaciones in-

staladas en suelos y en rocas, con o sin superfi cies cubiertas por vegetaci-

ón, han confi rmado que estas medidas resultan adecuadas en aplicaciones

prácticas.

Dimensionamiento y aplicación del sistema fl exible de estabilización de taludes TECCO® fabricado con malla de alambre de acero de alta resistencia a la tracción en combinación con anclajes en suelos y rocas

A. Roduner, Dipl. Bauing. Geobrugg AG, Sistemas de Protección

8590 Romanshorn, Suiza

[email protected]

R. Rüegger, Dipl. Bauing. Rüegger + Flum AG

D. Flum, Dipl. Bauing. Ingenieurlösungen in der Geotechnik

9000 St. Gallen, Suiza

ruegger@ruegger-fl um.ch

fl um@ruegger-fl um.ch

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Fig. 1: La malla TECCO®

Fig. 2: Placa de fi jación del sistema TECCO®

INTRODUCCIÓN

El empleo de mallas de alambre y de redes de cables de acero como sistemas

fl exibles para la estabilización de taludes ha demostrado su factibilidad en

numerosos casos y es con frecuencia una alternativa en lugar de construc-

ciones masivas de hormigón. La estructura abierta de las mallas permite

además lograr una superfi cie totalmente sembrada con vegetación. En la

mayoría de los casos, las mallas a base de alambres de acero con una resi-

stencia a la tracción de 400-500 N/mm2 de los alambres individuales se usan

para fi nes de estabilización de taludes. Si lo que se busca es una separación

económica de los anclajes, este tipo de mallas simples es incapaz de absorber

las fuerzas actuantes y de transmitirlas a los anclajes. Aunque las redes a

base de cables de acero permiten mayores separaciones entre los anclajes,

resultan relativamente caras y por esta razón sólo se emplean en casos par-

ticulares donde se presentan fuerzas de muy alta magnitud y se requieren

anclajes muy largos. El desarrollo de una malla de alambre fabricada a base

de alambre de acero de alta resistencia a la tracción equivalente a cuando

menos 1770 N/mm2 para cada alambre individual ofrece nuevas posibilidades

para una estabilización efi ciente y económica de taludes. Los modelos de

dimensionamiento adaptados que toman en cuenta las condiciones estáticas

del suelo y de la roca se usan para dimensionar estos sistemas de estabilización.

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EL SISTEMA TECCO® DE ALTA RESISTENCIAPARA ESTABILIZACIÓN DE TALUDES

En una confi guración estándar, la malla TECCO® de alambre de alta resisten-

cia a la tracción usada en la estabilización de taludes está fabricada con

alambre de acero de 3 mm de diámetro con un revestimiento anticorrosivo

de aluminio y zinc (GEOBRUGG SUPERCOATING®). Las mallas con aberturas

romboidales que miden 83 mm · 143 mm se producen con un solo torcido. La

malla TECCO® de alambre de acero proporciona una resistencia a la tensión

de 150 kN/m. Gracias a su estructura tridimensional, la malla se adhiere al

suelo de manera ideal y, además, sirve para fi jar cualquier tipo de vegetación

que se siembre posteriormente por atomización.

La malla TECCO® de alambre de acero de alta resistencia a la tracción ha sido

desarrollada por Geobrugg AG, Sistemas de Protección, Romanshorn, Suiza,

sobre todo para usarse en la estabilización de taludes de suelo o de roca.

Con este sistema hecho de acero de alto límite elástico se pueden absorber

fuerzas sustancialmente mayores y se pueden evitar deformaciones

comparado a mallas de alambre de bajo o menor límite elástico del acero.

Para un tamaño comparable de abertura de luz y de diámetro del alambre,

aquellas mallas ofrecen una resistencia a la tracción muy limitada en orden

de aproximadamente 45-50 kN/m solamente. Considerando las superiores

propiedades técnicas del TECCO®, técnicamente, el sistema TECCO®

únicamente es comparable con el concreto lanzado (“Shotcrete”).

Las placas de fi jación especiales en forma de rombo del sistema que empatan

con la malla TECCO®, sirven para fi jar la malla al suelo o a la roca. Si se apri-

etan con fuerza y, de ser posible, se remeten ligeramente las placas de fi ja-

ción en el terreno que se va a estabilizar, la malla se tensa de la mejor ma-

nera posible.

Con el sistema TECCO® de estabilización de taludes las hileras de anclajes

están enviajadas entre sí con una separación igual a la mitad de la distancia

horizontal. Esto signifi ca que el cuerpo local máximo posible que potencial-

mente se puede desprender entre los anclajes individuales estará limitado

a un ancho a y a una longitud 2xb.

Dependiendo de las condiciones topográfi cas y estáticas es posible instalar

opcionalmente cables perimetrales para reforzar las zonas de borde. Estos

cables perimetrales se fi jan a anclajes colocados lateralmente y se tensan

contra estos últimos.

Fig. 3: Perfi l general con la confi guración de los anclajes

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Fig. 5: Dodoni, Grecia

Fig. 4: Proyecto realizado en Japón

Fig. 6: Anzenwil, Suiza

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Fig. 7: Inestabilidades superfi ciales paralelas al talud

RUVOLUM® - EL CONCEPTO DE DIMENSIONAMIENTOPARA TALUDES EN SUELOS Y EN ROCAS METEORIZADAS

El concepto RUVOLUM® de dimensionamiento sirve para dimensionar los

sistemas de estabilización de taludes constituidos por una cubierta de malla

combinada con anclajes para taludes en suelos y en rocas meteorizadas.

RUVOLUM® se aplica en principio a todos los sistemas de estabilización de

taludes disponibles comúnmente en el mercado a fi n de lograr una separación

fl exible entre anclajes tanto en la dirección horizontal como en la línea del

talud. El concepto RUVOLUM® incorpora los resultados de la investigación

de inestabilidades superfi ciales paralelas al talud así como de la investigación

de inestabilidades locales entre los anclajes individuales.

Investigación de inestabilidades superfi cialesparalelas al talud

La investigación de inestabilidades superfi ciales paralelas al talud abarca la

cubierta superfi cial con tendencia a deslizar con respecto al subsuelo estable.

La fi nalidad del anclaje es estabilizar la capa superior inestable como un todo.

Por lo tanto, cada anclaje se encargará de estabilizar con un cierto grado de

seguridad un paralelepípedo de ancho a, largo b y espesor t.

En la Fig. 8 se muestran todas las fuerzas que actúan sobre el cuerpo propenso

a desprenderse y que se toman en cuenta. Se supone que no existen presiones

hidrostáticas en exceso y que ninguna presión de fl ujo actúa sobre el cuerpo

deslizante. La fuerza G representa el peso muerto del paralelepípedo. El tér-

mino c’·A describe el efecto retentivo de la cohesión a lo largo de la superfi cie

de deslizamiento investigada la cual está inclinada un ángulo con respecto al

plano horizontal. Con c’·A también resulta posible, por ejemplo, tomar en

cuenta un efecto de entrelazado entre la capa superfi cial que se va a proteger

y el subsuelo estable, o en la propia capa superfi cial. La fuerza V es una fuerza

con un efecto estabilizador en la dirección del anclaje que sirve para pretensar

la malla contra la cabeza del perno. Al apretar la tuerca, la placa de fi jación y

por lo tanto la malla se oprimen fuertemente contra el terreno. La fuerza V

está inclinada con respecto al plano horizontal un ángulo igual a . La variable

S representa la fuerza cortante que va a ser absorbida por el anclaje y trans-

ferida hacia el subsuelo estable. Para tener el panorama completo se muestran

las fuerzas de reacción N y T del subsuelo que actúan en las direcciones vertical

y tangencial, respectivamente, con respecto a la superfi cie de deslizamiento.

A partir de consideraciones de equilibrio del paralelepípedo ilustrado y toman-

do en cuenta la condición de ruptura de Mohr-Coulomb, se puede, en función

de los parámetros geométricos y geotécnicos así como de la fuerza de preten-

sado V y del factor de corrección por incertidumbre del modelo, mod, formular

la ecuación 1 general para determinar la fuerza cortante estabilizadora S.

Fig. 8: Conjunto de fuerzas actuando sobre el paralelepípedo

Ecuación 1 S [kN] = 1 / mod {mod G sin – V mod cos (+)

– c’ A – [G cos + V sin (+)] tan’}

Fig. 9: Arreglo general de los anclajes

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En el concepto RUVOLUM® de dimensionamiento se aplica el criterio de facto-

res de seguridad parciales recomendado en el reglamento EUROCODE 7. Los

valores característicos del ángulo de fricción interna ’k, cohesión c’k y peso

volumétrico k deben ser reducidos o multiplicados, respectivamente, por los

valores parciales correspondientes del factor de seguridad , c y (por lo que

también el ángulo de fricción ’k, se reduce en función de la tangente).

Se deberán establecer las siguientes tres verifi caciones de seguridad por capa-

cidad de carga dentro del contexto de la investigación de inestabilidades

superfi ciales paralelas al talud:

1. Comprobación de la resistencia al deslizamiento de una capa superfi cial

2. Comprobación de la resistencia de la malla al punzonamiento

3. Comprobación de la resistencia del anclaje ante esfuerzos combinados

Comprobación de la resistencia al deslizamiento de una capa superfi cial

paralela al talud

En la verifi cación de la resistencia al deslizamiento de una capa superfi cial

paralela al talud se deberá garantizar que el paralelepípedo de ancho a,

longitud b y espesor t no desliza fuera de la superfi cie de deslizamiento inves-

tigada que tiene un ángulo de inclinacióncon respecto al plano horizontal.

La fuerza cortante Sd que se requiere matemáticamente al nivel de dimension-

amiento, y que se determina de acuerdo con la ecuación 1, se deberá comparar

con la capacidad de carga SR del anclaje con respecto al esfuerzo cortante puro,

por lo que deberá tomarse en cuenta el valor de corrección por resistencia SR

contra el corte del anclaje. La comprobación de la capacidad de carga admisible

deberá establecerse como sigue: Sd SR / SR

Sd = Valor de dimensionamiento del esfuerzo cortante considerado dentro de

los valores de dimensionamiento de los parámetros geotécnicos y de la

fuerza externa de estabilización Vd1 al nivel de dimensionamiento, por lo

que la siguiente relación es válida: Vd1 = V · d1 (Vd1 actúa favorablemente

sobre la fuerza Sd, por lo que d1 = 0.80 es el valor generalmente usado).

SR = Capacidad de carga del anclaje al esfuerzo cortante, en donde la siguien-

te relación es válida: SR = y = fy / 3 = punto de fl uencia bajo el esfuerzo

cortante, fy = punto de fl uencia bajo el esfuerzo de tracción, y A = sección

transversal estáticamente efectiva del anclaje.

SR = Valor de corrección de la resistencia. Se basa en el reglamento EUROCODE

7; SR = 1.50 es el valor generalmente usado.

Comprobación de la resistencia de la malla al punzonamiento

En la comprobación de la resistencia de la malla al punzonamiento se deberá

investigar si la malla es capaz de absorber la fuerza V aplicada en la dirección

del anclaje y de transferirla al subsuelo estable. En este caso el valor de dimen-

sionamiento de la fuerza V aplicada externamente se compara con la capaci-

dad de carga de la malla al esfuerzo de compresión en la dirección del anclaje

por lo cual el valor de corrección por resistencia contra el punzonamiento es

tomado en cuenta. La verifi cación de la capacidad de carga se deberá establecer

como sigue: Vd2 DR / DR

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Vd2 = Valor de dimensionamiento de la fuerza externa V con la cual se pretensa el

sistema de estabilización de taludes contra los anclajes. Las siguientes igu-

aldades son válidas: Vd2 = V · V2 con V2 = 1.50 (como infl uencia principal).

DR = Capacidad de carga de la malla al esfuerzo por compresión en la direc-

ción del anclaje; deberá determinarse mediante pruebas desarrolladas

específi camente para este fi n.

DR = Valor por corrección de la resistencia; generalmente se usa DR = 1.50.

Comprobación de la resistencia del anclaje ante esfuerzos combinados

El anclaje está sometido a esfuerzos de tracción inducidos por la fuerza de

pretensado aplicada efectivamente. Además, el anclaje deberá evitar el

deslizamiento paralelo al talud de una capa de espesor t cercana a la super-

fi cie, el cual la somete a esfuerzo cortante. Junto con la comprobación de la

capacidad de carga del anclaje también deberá investigarse si el anclaje es

capaz de absorber estos esfuerzos combinados. La verifi cación de la capaci-

dad de carga deberá establecerse como sigue:

[Vd2 / (TR /VR)]2 + [Sd / (SR / SR)]2 1.0

Vd2 = Valor de dimensionamiento de la fuerza exterior V con la cual se pre-

tensa el sistema de estabilización contra al suelo. La siguiente

relación es válida: Vd2 = V · V2 siendo V2 = 1.50.

TR = Capacidad de soporte del anclaje ante esfuerzos de tracción puros para

lo cual son válidas las siguientes relaciones: TR = fy · A con fy = punto de

fl uencia bajo esfuerzos de tracción, y A = sección transversal efectiva

estática del anclaje.

VR = Valor de corrección por resistencia, basado en el reglamento EUROCODE

7; generalmente se usa VR = 1.50.

Sd = Valor de dimensionamiento del esfuerzo cortante considerado dentro

de los valores de dimensionamiento de los parámetros geotécnicos y

de la fuerza estabilizadora externa Vd1 al nivel de dimensionamiento

para la cual se aplica la siguiente relación: Vd1 = V · d1 (donde Vd1 actúa

favorablemente sobre la fuerza Sd, por lo que generalmente se usa d1

= 0.80).

SR = Capacidad de carga del anclaje al esfuerzo cortante, en donde la sigu-

iente relación es válida: SR = y · A siendo y = fy / 3 = punto de fl uencia

bajo el esfuerzo cortante, fy = punto de fl uencia bajo el esfuerzo de

tracción, fy A = sección transversal estáticamente efectiva del anclaje.

SR = Valor de corrección de la resistencia. Se basa en el reglamento EURO-

CODE 7; SR = 1.50 es el valor generalmente usado.

Investigación de inestabilidades locales entre losanclajes individuales

En la segunda investigación se analizan los cuerpos susceptibles a desprenderse

localmente, entre los anclajes individuales. El sistema de estabilización de

taludes denominado ‘Anclajes combinados con una cubierta de malla’ deberá

dimensionarse de tal manera que se retengan todos los cuerpos locales

potencialmente desprendibles, se absorban las fuerzas máximas aplicadas y

se transmitan al subsuelo estable. Al investigar los cuerpos locales susceptibles

a desprenderse entre los anclajes, se deberán analizar los cuerpos

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potencialmente deslizantes tomando en cuenta la confi guración escogida para

los anclajes.

Por encima de cada uno de los anclajes se encuentra un campo de ancho a y de

largo 2·b el cual debe asegurarse contra inestabilidades locales. A partir de este

campo, podrán surgir cuerpos susceptibles a desprenderse de una longitud

máxima 2·b. La sección transversal de la cuña máxima posible susceptible al

desprendimiento se verá afectada de manera importante por el concepto de

protección existente. La malla se pretensa contra la cabeza del ancla con una

fuerza V tal que el apriete de la tuerca hace que la placa de fi jación se compri-

ma fi rmemente en el terreno e incluso se incruste ligeramente en él.

A partir de la cabeza del ancla, se formará un cono truncado de presión en la

capa de cubierta por debajo de la placa de fi jación y de la malla adyacente. Este

cono se puede describir mediante los parámetros geométricos , y t. El ángu-

lo representa la inclinación del cono truncado con respecto al plano horizon-

tal. La variable depende por ejemplo del tipo de placa de fi jación usada, de

la malla y del terreno y deberá determinarse mediante pruebas. Como hipóte-

sis simplista se podrá usar el valor min = 0.5 · DPlaca.

En el modelo de dimensionamiento se supone que los conos de presión están

completamente fuera del cuerpo que se va a investigar. Esto signifi ca que la

sección transversal del cuerpo máximo posible propenso a desprenderse es

trapezoidal y se caracteriza por tener en la parte superior un ancho igual a (a

– 2 · ) y en la parte inferior un ancho igual a (a – 2 · = ). Para simplifi car, la

sección trapezoidal se puede transformar en un rectángulo de área equivalente

con un ancho ared = (a – t / tan – 2 · ) y un espesor t (véase la Fig. 12.)

El cuerpo potencialmente deslizable que se va a investigar tiene un ancho ared

y una longitud máxima 2·b. El espesor del cuerpo mostrado en la Fig. 12 es igual

a t. Para las comprobaciones de la capacidad de carga en la investigación de las

inestabilidades locales de conformidad con el método de dimensionamiento

que se Describe en este capítulo, es obligado variar el espesor de los cuerpos

que se van a estudiar dentro de todo el intervalo [0; t] para de esta manera

determinar el mecanismo de falla decisivo. Por lo tanto, debe observarse que

la variable ared depende directamente del espesor del cuerpo investigado con

probabilidad de desprenderse y en consecuencia también será función de la

variación del espesor de la capa comprendido entre 0 y t. Si el espesor de la

Fig. 12: Sección transversal del cuerpo máximo posible de espesor t susceptible a desprenderse

Fig. 11: Arreglo general de los anclajes

Fig. 10: Inestabilidades locales entre los anclajes individuales

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capa no se hacer variar entre 0 y t, esto puede dar lugar a una subestimación

considerable de las fuerzas efectivamente aplicadas, sobre todo si el valor de t

seleccionado es mayor de 1/2...1/3 de la separación entre anclajes en la línea del

talud. Para fi nes de simplifi cación, sólo el caso en que el espesor de la capa es

igual a t se considerará como parte de las explicaciones que siguen.

Se debe mencionar que la geometría de los cuerpos que se van a investigar y

seleccionar en el modelo deberá simular aproximadamente los contornos de una

falla en forma de platillo lo cual ocurre en la realidad. Para la sección transversal

trapezoidal la geometría realmente curva se describe como una aproximación.

Para las verifi caciones de la capacidad de carga durante la investigación de las

inestabilidades locales, se deberá establecer la diferencia entre los dos mecanismos

de falla A y B: el mecanismo A representa un mecanismo de corrimiento de un

solo cuerpo cuya superfi cie de deslizamiento, que se inicia en el anclaje inferior,

corre en línea recta hasta el anclaje superior formando un ángulo con respecto

al plano horizontal. El mecanismo de falla B se refi ere al deslizamiento de dos

cuerpos. Por lo tanto, el cuerpo superior I con sección transversal trapezoidal

empuja contra el cuerpo II inferior en forma de cuña. En las Figs. 13 y 14 se ilustran

estos os posibles mecanismos de falla con las fuerzas actuantes correspondientes.

Mecanismo de falla A

Como parte de la investigación de las inestabilidades locales con ayuda del

mecanismo de falla A, se observa un cuerpo en forma de cuña de ancho ared que

trata de deslizar sobre un plano que está inclinado un ángulo con respecto a

la horizontal. Todas las fuerzas consideradas que actúan sobre el cuerpo deslizante

se indican en la Fig. 13. Por lo tanto, se supone al igual que en la investigación

de las inestabilidades superfi ciales paralelas al talud, que no existen presiones

hidrostáticas ni presiones de fl ujo actuando sobre el cuerpo deslizante (esto

también es aplicable al mecanismo de falla B). La fuerza G representa el peso

muerto del cuerpo deslizante. La cohesión a lo largo de la superfi cie de

deslizamiento se toma en cuenta mediante el término c’·A, en el cual A = L · ared.

Considerando c’·A resulta a su vez posible describir un efecto existente de

entrelazamiento.

Además, las fuerzas externas P y Z con un efecto estabilizador también actúan

sobre el cuerpo propenso a desprenderse. Se supone que el cuerpo potencialmente

deslizante que está siendo investigado y que está a punto de desplazarse

relativamente hacia abajo es parcialmente retenido a través de la fricción por la

malla empujada sobre la superfi cie. Si estas fuerzas de fricción se integran en

toda la superfi cie 2b · ared, la reacción resultante es la fuerza Z paralela a la

superfi cie con dirección hacia arriba la cual se va a transmitir selectivamente a

través de la malla hacia el anclaje superior. Se supone que la fuerza P está inclinada

con respecto al plano horizontal un ángulo y se introduce como una fuerza

general necesaria para consideraciones de equilibrio y que tiene un efecto

estabilizador. Para completar el análisis, las fuerzas de reacción N y T del subsuelo,

que actúan en la dirección vertical o tangencial con respecto a la superfi cie de

deslizamiento, también se señalan. La relación presentada en la ecuación 2 se

deriva de las consideraciones de equilibrio y después de tomar en cuenta la

condición de ruptura de Mohr-Coulomb así como el factor de corrección por

incertidumbre del modelo, mod. La fuerza máxima P va a ser determinada con base

en la variación del ángulo de inclinación de la superfi cie de deslizamiento.

Fig. 13: Mecanismo de falla A

Fig. 14: Mecanismo de falla B (se desprecian las posibles fuerzas de fricción a lo largo de la superfi cie de contacto entre los dos cuerpos I y II)

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Mecanismo de falla B

El mecanismo de falla B se caracteriza por dos cuerpos potencialmente

deslizantes: el cuerpo superior trapezoidal I se apoya a través de la fuerza X de

contacto sobre el cuerpo inferior II en forma de cuña. El ancho de los dos cuerpos

es igual a ared. Las fuerzas GI y GII representan el peso de los cuerpos deslizantes

individuales, mientras que c‘·AI y c‘·AII, respectivamente, corresponden a las

fuerzas debidas a cohesión a lo largo de las superfi cies de deslizamiento en

estudio y para las cuales AI = LI · ared y AII = LII · ared. NI y TI, así como NII y TII,

respectivamente, a su vez representan las fuerzas de reacción del subsuelo. De

manera similar al párrafo anterior, la variable Z denota la fuerza paralela al

talud en la malla que se va a transmitir selectivamente al anclaje superior. Se

supone que la fuerza P está inclinada un ángulo con respecto al plano

horizontal y nuevamente se introduce como una fuerza general de retención

necesaria para consideraciones de equilibrio. En cuanto a las ecuaciones de

equilibrio, las fuerzas Z y P deberían actuar sobre el cuerpo inferior II en forma

de cuña.

La fuerza de contacto X se deriva de las ecuaciones de equilibrio en el cuerpo

superior I, por lo que la condición de Mohr-Coulomb y el factor de corrección

por incertidumbre del modelo, mod deben tomarse en cuenta. Para determinar

la fuerza P se formulan en el cuerpo II las condiciones de equilibrio. Por lo

tanto, la fuerza de contacto X calculada a partir de la ecuación 3 siguiente y la

fuerza Z paralela al talud son introducidas en el cálculo.

Se va a encontrar el caso decisivo al comparar la fuerza máxima P del mecanis-

Ecuación 2

Ecuación 3

Ecuación 4

G [mod sin – cos tan ’] – ...

P [kN] =

mod cos ( + ) + sin ( + ) tan ’

... Z [mod cos (–) – sin ( –) tan ’] – c’ A

mod cos ( + ) + sin ( + ) tan ’

X [kN] = 1 / mod GI ( mod sin – cos tan ’)- c’ AI

GII [mod sin – cos tan ’] + ...

P [kN] =

mod cos (+ ) + sin ( + ) tan ’

... (X – Z) [mod cos (– ) – sin ( – ) tan ’] – c’ AII

mod cos (+ ) + sin ( + ) tan ’

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mo A con el valor determinado para el mecanismo B. Se deberán presentar las

siguientes dos verifi caciones de la capacidad de carga permisible como parte

de la investigación de las inestabilidades locales entre los anclajes individuales:

1. Comprobación de la resistencia de la malla al corte en el borde superior de

la placa de fi jación

2. Comprobación de la capacidad de la malla para transmitir selectivamente la

fuerza Z paralela al talud hacia el anclaje superior.

Comprobación de la resistencia de la malla al corte en el borde supe-

rior de la placa de fi jación

En la investigación de las inestabilidades locales se deberá garantizar que un

cuerpo local con una longitud máxima de 2·b no puede desprenderse de la

capa superfi cial que se va a estabilizar. Para este fi n, la fuerza de retención P

necesaria para satisfacer las condiciones de equilibrio deberá ser determinada.

Si el cuerpo investigado propenso a desprenderse trata de deslizar, empujará

sobre el área del anclaje inferior con una fuerza máxima P. La malla deberá ser

lo sufi cientemente resistente como para absorber este esfuerzo cortante y para

transmitir la fuerza P a través de la placa de fi jación hasta el anclaje.

En la verifi cación de la resistencia de la malla contra el corte del borde superior

de la placa de fi jación en el anclaje, se deberá investigar si la malla aplicada es

capaz de absorber la fuerza P que actúa hacia fuera en la dirección del anclaje

o el cortante en el borde superior de la placa de fi jación. La comprobación de

la capacidad de carga permisible deberá establecerse como sigue: Pd PR / PR

Pd = Valor de dimensionamiento del esfuerzo cortante máximo en el borde

superior de la placa de fi jación sobre el anclaje

PR = Capacidad de la malla para resistir el esfuerzo cortante en la dirección

del anclaje la cual se debe determinar mediante una prueba desarrol-

lada específi camente para este fi n

PR = Valor de corrección por resistencia; generalmente se utiliza PR = 1.50

Comprobación de la resistencia de la malla a la transmisión selectiva

de la fuerza Z paralela al talud sobre el anclaje superior

La fuerza Z paralela al talud se toma en cuenta para consideraciones de equi-

librio. Esta fuerza Z deberá transmitirse selectivamente de la malla sujetada por

la placa de fi jación al anclaje superior. La verifi cación de la capacidad de soporte

relacionada con la transmisión selectiva de la fuerza Z desde la malla hasta el

anclaje superior deberá establecerse de la siguiente manera:

Zd ZR / ZR

Zd = Fuerza paralela al talud tomada en cuenta en las ecuaciones de equilibrio

= valor de dimensionamiento del esfuerzo en la dirección paralela al talud

ZR = Capacidad de carga de la malla para resistir el esfuerzo de tracción selec-

tivo paralelo al talud; deberá determinarse mediante pruebas desarrolla-

das específi camente para este fi n

ZR = Valor de corrección por resistencia; generalmente se toma igual a

ZR = 1.50

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Tabla 1: Elementos del sistema conside-rados en el ejemplo de dimensionamiento

Tabla 2: Datos de entrada para el ejemplo de dimensionamiento del sistema TECCO® de estabilizaciónde taludes

Ejemplo de dimensionamiento en base al concepto REVOLUM® Versión 7.0

Un ejemplo para la investigación de las inestabilidades superfi ciales consiste

en demostrar la aplicación del concepto RUVOLUM®, como puede ser el caso

del dimensionamiento del sistema fl exible TECCO® para la estabilización de

taludes. Se supone por lo tanto que el subsuelo estable (roca) está cubierto

por una capa de suelo (grava arenosa) de espesor t la cual debe protegerse

contra inestabilidades. Todos los parámetros de entrada geométricos y ge-

otécnicos necesarios se resumen en la siguiente tabla.

Elementos del sistema

Malla TECCO® G65/3 de alambre de acero de alta resistencia a la tracción

Placa de fi jación del sistema TECCO®

Anclajes tipo GEWI D = 28 mm

(Se toma en cuenta la oxidación del anclaje

Reducción del diámetro en 4 mm)

Cantidades de entrada Símbolo. Valores

Inclinación del talud [Grad] 60.0

Espesor de la capa t [m] 0.50 / 1.00

Ángulo de fricción del terreno (valor característico) ’ [Grad] 35.0

Cohesión del terreno (valor característico) c’ [kN/m2] 0.0

Peso volumétrico del terreno (valor característico) [kN/m3] 22.0

Valor corregido del factor de seguridad

parcial para el ángulo de fricción [-] 1.25

Valor corregido del factor de seguridad

parcial para la cohesión c [-] 1.50

Valor corregido del factor de seguridad parcial para

el peso volumétrico [-] 1.00

Valor corregido por incertidumbre del modelo mod [-] 1.10

Fuerza paralela al talud Zd [kN] 15.0

Pretensión V [kN] 30.0

Inclinación del anclaje con respecto a la

horizontal [Grad] 25.0

Después de tomar en cuenta los elementos del sistema resumidos en la

tabla 1 y las cantidades de entrada presentadas en la tabla 2, el cálculo del

dimensionamiento da como resultado la separación máxima a en la dirección

horizontal y b a lo largo de la línea del talud:

para t = 0.50 m: a = b = 3.00 m.

para t = 1.00 m: a = b = 2.65 m.

Si el espesor de la capa es t = 0.50 m, la malla se convierte en algo necesario. Por

lo tanto, la comprobación de la resistencia de la malla contra esfuerzos cortantes

en el borde superior de la placa de fi jación representará la prueba determinan-

te de la capacidad de soporte, según se puede observar en la tabla 3.

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Tabla 3: Verifi cación fi nal de la malla para resistir el esfuerzo cortante en el borde superior de la placa de fi jación

Tabla 4: Comprobación de la resistencia del anclaje ante esfuerzos combinados

Cantidades Símbolo Valores

Esfuerzo máximo de la malla contra el esfuerzo cortante en el borde superior de la

placa de fi jación en el anclaje inferior (al nivel de dimensionamiento) Pd [kN] 58.6

Capacidad de carga de la malla contra el esfuerzo cortante en la dirección del anclaje en el

borde superior de la placa de fi jación en el anclaje inferior (al nivel de dimensionamiento) PR [kN] 90.0

Valor de corrección de la resistencia por esfuerzo cortante de la malla PR [-] 1.5

Valor de dimensionamiento de la capacidad de carga de la malla para

resistir el esfuerzo cortante PR / PR 60.0

Comprobación de la capacidad de carga Pd =PR / PR ¡Satisfactoria!

Cantidades Símbolo. Valores

Fuerza de pretensado aplicada efectivamente sobre el anclaje V [kN] 30.0

Factor de carga para la infl uencia del pretensado con la infl uencia favorable de V VI [-] 0.8

Valor de dimensionamiento de la fuerza de pretensado aplicada con infl uencia

favorable de V Vdl [kN] 24.0

Factor de carga para la infl uencia del pretensado con la infl uencia desfavorable de V VII [-] 1.5

Valor de dimensionamiento de la fuerza de pretensado aplicada con infl uencia

desfavorable de V VdlI [kN] 45.0

Fuerza de empuje necesaria matemáticamente al nivel de dimensionamiento en

función de V Sd [kN] 46.2

Esfuerzo máximo de la malla contra el esfuerzo cortante Pd [kN] 58.6

Capacidad de carga del anclaje para resistir el esfuerzo de tracción TRred [kN] 226.0

Capacidad de carga del anclaje para resistir el esfuerzo de empuje SRred [kN] 130.0

Coefi ciente de resistencia del anclaje para el esfuerzo de tracción TR [-] 1.5

Coefi ciente de resistencia del anclaje para el esfuerzo de empuje SR [-] 1.5

Verifi cación fi nal de la capacidad de carga: {(Vdll/ (TRred / TR ))2 + (Sd/ (SRred / SR ))

2} 0.5<= 1.0 0.611 <=1.0 ¡satisfactoria!

Verifi cación fi nal de la capacidad de carga: {(Pd / (TRred / TR ))2 + (Sd/ (SRred / SR ))

2} 0.5<= 1.0 0.659 <=1.0 ¡satisfactoria!

Para el caso en que el espesor de la capa fuera t = 1,00 m, ya no sería la malla el factor determinante para el ejem-

plo de dimensionamiento, sino más bien el anclaje. La verifi cación fi nal de la capacidad de carga en este caso es la

comprobación de la resistencia del anclaje ante esfuerzos combinados. Este cálculo se resume en la tabla 4.

15

G1ev = εv ×G1G1ev = εv ×G1

G1eh = εh ×G1G1eh = εh ×G1

CONDICIÓN DE CARGA “TERREMOTO“

Dependiendo del signifi cado de la obra y de la situación sismológica, deben

analizarse, en caso necesario, efectos adicionales de terremotos cuando se efec-

túe el dimensionamiento de los sistemas para la estabilización de taludes. Esto

tiene lugar en general con el procedimiento de fuerza estática equivalente. Así

las aceleraciones que actúan sobre un cuerpo propenso a desprenderse se calcu-

lan por los factores h y v sobre fuerzas adicionales en dirección horizontal y

vertical. Estas fuerzas adicionales deben tenerse en cuenta como corresponda en

las consideraciones de equilibrio. En taludes, generalmente de roca, son obliga-

torios exámenes especiales, p. ej., vuelco y deslizamiento de bloques individuales.

A continuación se muestran los complementos en las fórmulas como consecuencia

de la condición de carga de un terremoto. Las difernetes verifi caciones

correspondientes son las mismas que las descritas previamente.

Fig. 15: Componentes de la aceleración tras un terremoto

Investigación de inestabilidades superfi ciales paralelas al talud

Fig. 16: Todas las fuerzas que actúan sobre un cuerpo cúbico en condición de carga de terremoto

g(g ... acceleration of gravity = 9.81 m/s2)

v = εv ×g [m/s2]h = εh ×g [m/s2]

La fórmula descrita en la ecuación 1 para la variable S se amplía en la ecua-

ción 5 con las fuerzas adicionales, a causa de los parámetros h y v , factores

de la aceleración horizontal y vertical como consecuencia de un terremoto.

Aquí la variable S representa la fuerza de empuje que debe absorber el

anclaje y trasferirse al subsuelo estable.

S [kN] = (1+εV) • G • sinα + εh• G • cosα - V • cos(Ψ+α) - [V • sin(Ψ+α) + (1+εV) G • cosα - εh • G • sinα] • tanϕ + c • A

γmod

Ecuación 5

16


Fig. 17: Todas las fuerzas que actúan en un mecanismo de falla A incl. la condición de carga Terremoto

Ecuación 6

P [kN] = (1+εV) • G • sinβ + εh• G • cosβ - Z • cos(α-β) -

[(1+εV) G • cosβ - εh • G • sinβ - Z • sin(α-β)] • tanϕ + c • Ac

γmod

cos(Ψ+β) + sin(Ψ+β) • tanϕγmod

Los componentes de la fuerza adicionales como consecuencia de un terremo-

to, se introducen en la consideración de equilibrio descrita anteriormente en

la ecuación 2 (véase la ecuación 6). Las variables P y Z representan las fuerzas

externas que actúan como estabilizadoras. La inclinación de la superfi cie

deslizante debe variar de nuevo para determinar la fuerza máxima P.

Investigación de inestabilidades locales entre los anclajes



En el mecanismo de falla B se introducen igualmente los componentes de la

fuerza adicionales como consecuencia de un terremoto. La fuerza de contac-

to X de la ecuación 3 resultante de las consideraciones de equilibrio en el

cuerpo superior I, debe adaptarse para ello como se indica en la ecuación 7.

En la ecuación 8 se reproduce el cálculo complementario de la fuerza P reten-

tiva necesaria.

Fig. 18: Todas las fuerzas que actúan en un mecanismo de falla B incl. la condición de carga Terremoto

17

X [kN] = (1+ V) I + h I - [(1+ V) I - h I

Ecuación 7: Fuerza de contacto X

P [kN] = (1+εV) • GII • sinβ + εh• GII • cosβ + X • cos(α-β) - Z •

[(1+εV) GII • cosβ - εh • GII • sinβ - Z • sin(α-β)] • tanϕ + c • AII

γmod


Ecuación 8: Fuerza retentiva P

De forma análoga a lo anterior, también debe averiguarse, a partir del me-

canismo A y B, la condición decisiva con la fuerza P máxima.

CONDICIÓN DE CARGA “CORRIENTE PARALELA AL TALUD”

A continuación, en las consideraciones de equilibrio se describe la infl uencia

de la presión de fl ujo como consecuencia de aguas torrenciales o aguas

subterráneas en taludes con roca superfi cialmente suelta. Básicamente se

puede diferenciar los dos casos de tipo de infl uencia con aguas torrenciales

(desde fuera hacia el talud) y aguas de subterráneas (desde el interior) tal

y como se representa en la fi gura 19. En ambos casos se supone que tras una

saturación del material se produce una corriente paralela al talud.

Fig. 19: Corriente paralela al talud en caso de precipitaciones intensas (izquierda) y aguas subterráneas, como en capas intermedias conductoras de agua, fi suras, etc. (derecha)

Precipitaciones

Aguas subterráneas

18


Investigación de inestabilidades superfi ciales paralelas al talud

La fuerza adicional Fs representa la fuerza de la corriente paralela en

pendiente resultante y se calcula a partir del producto del peso específi co

aparente del agua (w ), del gradiente hidráulico (i = sin ) y del volumen del

cuerpo propenso a desprenderse (V). En el cálculo conforme a la ecuación

9, se tiene en cuenta la fuerza ascensional en el peso muerto G del cuerpo

cúbico. Las diferentes comprobaciones son las mismas que las expuestas

anteriormente.

Fig. 20 : Todas las fuerzas que actúan sobre un cuerpo cúbico incl. la condición de carga Corriente, Fs = w i V = w sin V

La fórmula general de la fuerza de empuje S representada en la ecuación 1

se complementa con la fuerza Fs.

Ecuación 9: Fuerza de empuje S S [kN] = G • sinα - V • cos(Ψ+α) + FS - [V • sin(Ψ+α) + G • cosα] • tanϕ + c • A

γmod

Investigación de inestabilidades locales entre los anclajes


Fig 21: Todas la fuerzas que actúan en el mecanismo de falla A incl. la condici-ón de carga Corriente

19

La ecuación para el cálculo de la fuerza P estabilizadora se complementa

con el componente de la fuerza Fs . Variando la inclinación de la superfi cie

de deslizamiento , se determina la fuerza máxima P. La fuerza ascensional

se tiene en cuenta en el cálculo del peso muerto G.

P [kN] = FS • cos(α-β) + G • sinβ - Z • cos(α-β) -

[G • cosβ - Z • sin(α-β)] + FS • sin(α-β)] • tanϕ + c • Ac

γmod


Ecuación 10 : Fuerza retentiva P

X [kN] = FS,I + GI • sinα - GI • cosα • tanϕ + c • Ac,I

γmod


De acuerdo con la consideración de equilibrio en el cuerpo superior I, la

fuerza de contacto X de la ecuación 3 se complementa con la fuerza FS,I. En

la ecuación 12 se representa el cálculo complementario de la fuerza P reten-

tiva necesaria. Aquí el peso muerto G se reduce en el componente ascensi-

onal.

La fuerza máxima P de ambos mecanismos A y B es decisiva para las com-

probaciones.

Ecuación 11: Fuerza de contacto X

Fig. 22: Todas las fuerzas que actúan en el mecanismo de falla B incl. condición de carga Corriente

P [kN] = GII • sinβ + X • cos(α-β) + FS,II • cos(α-β) - Z • cos(α-β) -

cos(Ψ+β) + sin(Ψ+β) • tanγmod

[GII • cosβ - Z • sin(α-β) + X • sin(α-β) + FS,II • sin(α-β)] • tanϕ + c • AC,II

γmod

Ecuación 12: Fuerza retentiva P

20


INVESTIGACIÓN DE LA ESTABILIDAD GLOBAL

Además de las investigaciones de inestabilidades cercana a la superfi cie de

acuerdo con los conceptos RUVOLUM® el análisis de la estabilidad general con

superfi cies profundas de deslizamiento también deberá realizarse dependien-

do de las condiciones existentes del subsuelo y de estabilidad. Los cálculos

pertinentes se llevan a cabo de conformidad con los métodos convencionales

de análisis de la estabilidad, por ejemplo recurriendo a superfi cies curvas de

deslizamiento en suelos o en roca meteorizada, respectivamente, o de acuerdo

con el método del bloque deslizante en el cual participan superfi cies de desliz-

amiento defi nidas por estratifi cación y fi suramiento.

Para investigar la estabilidad general, los anclajes generalmente se colocan

como elementos sujetos a tracción. Al verifi car las capacidades internas de so-

porte (secciones transversales del acero y punto de fl uencia bajo esfuerzos de

tracción en los pernos de anclaje) y las capacidades de carga externas (fuerzas

de fricción que se pueden movilizar, fuerzas V de pretensado o fuerza máxima

en la cabeza Dmax que se puede movilizar de acuerdo a la Fig. 26), se podrá

determinar la resistencia del terreno contra el deslizamiento así como el factor

de utilización 1/f de las resistencia existentes al esfuerzo cortante y del sistema.

La resistencia a la tensión disponible en la intersección entre la superfi cie de

deslizamiento y el anclaje está limitada por:

1. La capacidad de carga interna Zi del anclaje

2. La capacidad de carga externa por detrás de la superfi cie de

deslizamiento: ZAH = 2 l2

3. La capacidad de carga externa delante de la superfi cie de deslizamiento más

la fuerza de pretensado V del sistema o la máxima fuerza en la cabeza que

se puede movilizar en casi de falla del sistema por punzonamiento, Dmax:

ZAV = 1 l1 + V respectivamente ZAVmax = 1 l1 + Dmax

por lo que el menor entre los valores de Zi, ZAH und ZAV o ZAVmax será el que

gobierne

Fig. 23: Investigación de la estabilidad general

Fig. 24: Método del bloque deslizante

Fig. 25 (arriba): Cuerpo en forma de cuña propenso a desprenderse, el cual se extiende sobre todo el talud y llega claramente más allá del borde del talud

Fig. 26 (derecha): Distribución de carga a todo lo largo del perno de anclaje

21

PRUEBAS PARA DETERMINAR LAS CAPACIDADESDE CARGA DE LA SISTEMA

Los siguientes tipos de capacidades de carga de la malla deben conocerse a fi n de

poder establecer las confi rmaciones de capacidad de carga permisible de confor-

midad con el capítulo 3 para el caso de taludes en suelos y en roca superfi cialmente

suelta y muy meteorizada, y de acuerdo con el capítulo 4 para taludes en roca con

cuerpos en forma de cuña o de paralelepípedo potencialmente desprendibles:

• ZR: Capacidad de carga de la malla para resistir esfuerzos selectivos detracción

paralelos al talud

• DR: Capacidad de carga de la malla contra punzonamiento en la dirección del

anclaje

• PR: Capacidad de carga de la malla para resistir esfuerzos cortantes en el borde

de la placa de fi jación inducidos por un cuerpo que desliza sobre el talud

Las capacidades de carga de la malla TECCO® de alambre de acero de alta resi-

stencia a la tracción se necesitan determinar bajo la supervisión del laboratorio

Landesgewerbeanstalt (LGA) Nuremberg/Alemania con la ayuda de los dispositi-

vos de prueba que se muestran en las Figs. 27 y 28. Estos dispositivos han sido

desarrollados por Rüegger Systems Ltd conjuntamente con Geobrugg AG.

Fig. 27: Equipo de prueba para determi-nar la capacidad de carga de la malla para resistir esfuerzos selectivos de tracción paralelos al talud

Fig. 28: Equipo de prueba para determi-nar la capacidad de carga de la malla contra punzonamiento en la dirección del anclaje

22


PROYECTO TERMINADO EN MÜLHEIM, ALEMANIA

En Mülheim, Alemania, sobre la carretera Mendenerstrasse en la margen derecha

del río Ruhr al pie del Kahlenberg, un talud de suelo y roca de aproximadamente

445 m de longitud y una altura máxima de 12 m se aseguró contra caídos de roca

así como contra inestabilidades superfi ciales, y posteriormente se regeneró la

vegetación. Este trabajo fue llevado a cabo en la primavera del año 2000. Para

estabilizar la superfi cie se usó la malla TECCO® de alambre de alta resistencia a la

tracción desarrollada por Geobrugg AG Protection Systems, de Romanshorn,

Suiza, en combinación con pernos de anclaje.

Cuando se construyó la carretera al pie del talud por arriba de una de las márgenes

del río Ruhr, el terreno natural del talud se tuvo que cortar con una fuerte pen-

diente. La roca (arenisca, limolita y argilita) se descubrió a lo largo de aproxima-

damente 445 m. El talud recortado tiene una altura de entre 8 y 12 m y un án-

gulo de inclinación que varía entre 55° y 75°. Por encima del borde del corte el

terreno es más plano y la roca está cubierta por guijarros y piedras o por mate-

rial de avalanchas, respectivamente.

En enero y febrero de 1999, se desprendieron zonas del talud rocoso repetida-

mente y se presentaron deslizamientos cercanos a la superfi cie en este corte en

talud y se tuvo que cerrar al tráfi co la carretera Mendenerstrasse por razones de

seguridad. Numerosos declives y árboles maduros inclinados, así como grietas en

el terreno en los senderos del bosque con aberturas de varios centímetros por

arriba del corte en talud evidenciaban un movimiento longitudinal progresivo de

la capa superfi superfi cial. Se podían excluir los deslizamientos profundos en razón

de la situación geológica.

El talud de suelo y roca se desmontó, se limpió y se protegió con una cubierta de

malla TECCO® en combinación con pernos de anclaje. La sección transversal gene-

ral muestra la medida de protección que se instaló. Las zonas excesivamente

escarpadas cubiertas por guijarros o piedras o por material de avalanchas, respec-

tivamente, se eliminaron y se nivelaron.

Fig. 30: Perfi l general

Fig. 29: Deslizamiento

culling

TECCO® mesh

40 m.a.s

23

Fig. 31: Trabajos de limpieza

Fig. 33: Colocación de los lienzos de malla

Fig. 32: Perforaciones

24


Tabla 5: Datos del proyecto

La malla TECCO® se mantiene en su lugar mediante las placas de fi jación del siste-

ma TECCO® y con pernos de anclaje. Al apretar las tuercas de los pernos GEWI, las

placas de fi jación del sistema y por ende la malla se oprimen fuertemente contra

el subsuelo bajo una fuerza predeterminada. Esto permite evitar activamente y en

gran medida las deformaciones del subsuelo, el deslizamiento y el desprendimien-

to del material y con ello aumentar la seguridad y la efi ciencia del sistema.

Gracias a la alta resistencia mecánica de la malla y a la interacción óptima entre

la malla y las placas de fi jación del sistema fue posible alcanzar separaciones entre

anclajes de 2.5 m (en la sección más abrupta del talud) con un máximo de 3.3 m

(en la parte superior más plana), medidas horizontalmente y en la línea del talud.

Se emplearon pernos del tipo GEWI D = 28 mm para el anclaje. La longitud pro-

medio de los pernos de anclaje es de 4.0 m. El sistema TECCO® de estabilización

de taludes se dimensionó tomando como base el concepto RUVOLUM®.

En el talud protegido se regeneró la vegetación mediante el sistema FIBRATER de

Eberle Landschaftsbau AG, en Herisau, Suiza. Este sistema se basa en una capa

especial de vegetación reforzada con fi bra la cual se puede aplicar en forma se-

mejante al hormigón proyectado en una sola operación y con un espesor de capa

que se adapta a cada circunstancia en particular. Unas pocas horas después de

rociar la capa bastan para que el talud vuelva a ser estable contra la erosión in-

cluso en el caso de fuertes lluvias.

Datos del proyecto:

Área estabilizada 5‘000 m2

Sistema de estabilización TECCO®

Tipo de pernos de anclaje usados GEWI D = 28 mm

Longitud promedio de los pernos 4.0 m

Fecha de instalación del sistema primavera 2000

Parámetros geotécnicos en el área superfi cial alterada

del subsuelo (depósito coluvial / roca):

Ángulo de fricción ’k = 28 / 36 grad.

Cohesión c’k = 0 kN/m2

Peso volumétrico ’k = 20 / 23 kN/m3

Separación máxima entre anclajes:

Inclinación del talud 45° 70°

Distancia horiz. entre anclajes a 3.30 m 2.50 m

Distancia entre anclajes en la

línea del talud b 3.00 m 2.50 m

Cliente: Stadt Mülheim / Ruhr, Mülheimer

Grün und Wald, Alemania

Ingeniería: Rüegger Systeme AG, St. Gallen, Suiza

Anclajes e instalación: Landeck GmbH, Felssicherungen,

Würzburg, Alemania

Jardinería: Eberle Landschaftsbau AG, Herisau,

Suiza

Fig. 34: Talud protegido sin revestir

25

Fig. 36: Talud de roca protegido

Fig. 35: Parte superior de la zona estabilizada

Fig. 37: Aproximadamente dos meses después de regenerar la vegetación

26


Fig. 39: Deslizamiento de enero de 2001

Fig. 38: Sección transversal

PROYECTO ODERNHEIM, ALEMANIA

En enero de 2001 se presentó un deslizamiento de tierra a lo largo de la carretera

regional L 235 entre las poblaciones de Odernheim y Duchroth en Alemania. Le

siguió la caída de bloques en marzo de ese mismo año por lo que dicho camino

tuvo que cerrarse a la circulación. Se tuvieron que tomar medidas urgentes ade-

cuadas para proteger permanentemente el talud en particular. Las medidas de

protección que se habían aplicado en la zona del talud con anterioridad habían

fallado debido principalmente a que los anclajes instalados eran demasiado cortos

y en consecuencia se soltaron del terreno junto con los bloques.

El terreno rocoso está constituido por rocas parcialmente cortadas del tipo ‚Un-

terrotliegenden‘, colocadas en capas alternadas de diversos espesores de arenisca,

limolita y argilita. El talud rocoso con una altura máxima de 45 m y una longitud

aproximada de 100 m está cubierto parcialmente por material de avalanchas

(depósitos coluviales) y por guijarros y piedras.

Se seleccionó el sistema TECCO® de alta resistencia a la tracción para estabilizar el

talud y protegerlo contra inestabilidades que empiezan en un resalto muy escar-

pado de roca y contra deslizamientos cercanos a la superfi cie en la zona cubierta

por guijarros y piedras y por el material de avalanchas, respectivamente. El dimen-

sionamiento del sistema TECCO® contra inestabilidades superfi ciales está basado

en el concepto RUVOLUM®.

Con un espesor hipotético de la capa de 1,0 m, se obtienen las distancias máximas

de anclajes admisibles dispuestas en la tabla 6 para anclajes del tipo GEMID = 28

mm teniendo en cuenta una oxidación del anclaje de 4 mm de diámetro.

Puesto que pudieron excluirse superfi cies de deslizamiento profundas, eran sufi -

cientes anclajes con una longitud de 4,0 m con una integración en la roca com-

pacta de 3 metros mínimo. Estos anclajes son aproximadamente el doble de largos

que los utilizados previamente que demostraron ser demasiado cortos.

27

Fig. 40: Deslizamiento de enero de 2001

Fig. 42: Vista general del talud estabilizado

Fig. 41: Trabajos de perforación

28


A excepción del área en la parte superior, el trabajo se llevó a cabo desde una

plataforma unida a un aparejo ligero telescópico de una grúa montada en

camión. En la zona más alta fuera del alcance de la plataforma, el trabajo se

realizó colgados de una cuerda usando equipos ligeros de perforación y, en

ciertos lugares se emplearon pernos de anclaje auto-taladrantes del tipo TITAN

30/11 fabricados por la compañía ISCHEBECK.

Los arbustos de la vegetación que todavía permanecían parcialmente intactos

se cortaron hasta el rizoma y las mallas se tensaron sobre ellos. En el curso de

unos cuantos meses después de haber completado la colocación de las mallas

ya habían vuelto a crecer con tallos jóvenes.

Una regeneración activa de la vegetación se canceló ya que el subsuelo no es

propenso a erosiones importantes. Se deja a la naturaleza decidir hasta qué

grado puede desarrollarse la vegetación sobre el talud recién estabilizado como

resultado de la aportación natural de semillas.

Datos del proyecto:

Área estabilizada 3’500 m2


Tipo de anclas usadas GEWI D = 28 mm

Número de anclajes 500 Stk.

Longitud de cada ancla 4.0 m

Longitud total del anclaje 1’950 m

Duracion de trabajos 3,5 meses

Fecha instalación sistema otoño de 2001

Parámetros geotécnicos del área superfi cial alterada del subsuelo:

Ángulo de fricción ’k = 35 grad.


Peso volumétrico ’k = 23 kN/m3

Separación máxima entre anclajes:


Distancia horiz. entre anclajes a 3.00 m 2.50 m

Distancia entre anclajes en la

línea del talud b 3.00 m 2.50 m

Cliente: Strassen- und Verkehrsamt

Bad Kreuznach, Alemania

Ingeniería: Geologisches Landesamt Rheinland-

Pfalz, Mainz, Alemania

Anclajes e instalación: Firma Königl, Felssicherung +

Zaunbau, Würzburg, Alemania


29

Fig. 43: Zona intermedia muy escarpada

Fig. 45: Situación mayo 2004

Fig. 44: Zona intermedia estabilizada

30


Fig. 47: Masa deslizante al pie del talud


PROYECTO HELGOLAND, ALEMANIA

En la isla Helgoland del Mar del Norte existe un talud rocoso abrupto con orien-

tación este a sureste constituido por areniscas y limolitas mucho muy fi suradas, al

cual se le conoce como bordo ‚Falm‘. El material rocoso sumamente suelto cerca-

no a la superfi cie pone en peligro a las propiedades ubicadas por debajo del talud.

En algunos casos ya se han caído capas sueltas de roca y han rellenado parcialmente

y dañado varias de las casas debajo del talud.

El subsuelo rocoso está constituido por arenisca y limolita muy fi surada y con alto

grado de meteorización superfi cial. El talud alterado superfi cialmente fue asegu-

rado mediante el uso del sistema TECCO® conformado por una malla TECCO® de

alambre de acero de alta resistencia a la tracción combinada con anclajes adecua-

dos. El dimensionamiento fue realizado únicamente para las capas sueltas de roca

no consolidada cercanas a la superfi cie y se basó en el concepto RUVOLUM®. En

este caso se pudieron excluir problemas de estabilidad a grandes profundidades

de gran extensión.

Para un ejemplo dado, usando pernos de anclaje del tipo GEWI 32 mm y tomando

en cuenta la oxidación que reduce en 4 mm el diámetro del perno, las separaciones

máximas admisible entre anclajes anotada en la tabla 7 dio como resultado una

dependencia en la inclinación del talud y un espesor hipotético de la capa de

1.0 m. En el área de la capa superior de cubierta se seleccionaron longitudes del

perno de anclaje de 6.0 m mientras que el talud rocoso propiamente dicho la

longitud fue generalmente de 4.0 m. Se recomendó la reforestación debido a que

este subsuelo suelto y de grano fi no era muy susceptible a la meteorización. La

intención de las raíces es ayudar a consolidar las áreas sueltas. La cubierta de

vegetación debería disminuir el alto grado de meteorización y de afl ojamiento.

A esto se debe haber recomendado el uso de esteras de protección contra la

erosión del tipo TECMAT® en lugares particularmente susceptibles a la erosión.

31

Fig. 48: Protección temporal con sacos de arena

Fig. 50: Trabajos de perforación

Fig. 49: Trabajos de limpieza

32


Este proyecto se caracterizó por las condiciones muy difíciles en cuanto a des-

monte, seguridad en el trabajo y uso del equipo. Prácticamente todo el trabajo

sobre el talud se tuvo que realizar con personal colgado de una cuerda. Sólo se

pudieron usar equipos de perforación ligeros que por esa razón eran muy ine-

fi cientes. No es de extrañar, por lo tanto, que el trabajo de construcción se lle-

vara un tiempo relativamente largo para terminarlo y que los costos totales re-

sultaran muy altos en relación con la superfi cie protegida.

La proximidad al mar con el aire salado y dañino hizo necesario el uso de una

malla que presentara una alta resistencia a la corrosión como la que está ga-

rantizada por la malla TECCO® que cuenta con la protección Resumen de Publi-

caciones Técnicas Editadas durante el Periodo 1998 - 2006 Pagina 24 / 28 anti-

corrosiva GEOBRUGG SUPERCOATING® (recubrimiento a base de aluminio y

zinc). Se puede esperar una vida útil entre 3 y 4 veces más larga de esta malla

en comparación con una galvanizada con el método tradicional.

Datos del proyecto:




Número de anclajes 950 Stk.

Longitud de cada ancla 4.0 – 6.0 m


Fecha de instalación del sistema enero – junio de 2003

Parámetros geotécnicos del área superfi cial del subsuelo:




Separación entre anclas:


Distancia horiz. entre anclas a 3.0 m 2.3 m

Distancia entre anclas en la línea

del talud b 3.0 m 2.3 m

Cliente: Gemeinde Helgoland, Alemania

Ingeniería: Gbm – Gesellschaft für

Baugeologie und Messtechnik mbH

Ettlingen, Alemania; Technische

Universität, Clausthal, Alemania

Instalación: Feldhaus Bergbau GmbH & Co KG,

Schmallenberg, Alemania


Fig. 51: Vista general del bordo ‚Falm‘

33

Fig. 52: Instalación

Fig. 53: A lo largo del pie del talud estabilizado

Fig. 54: Talud estabilizado con cables de acero perimetrales

34


PROYECTO KAISERSLAUTERN, ALEMANIA

Cuando la carretera A63 entre Kaiserslautern y Mainz fue reconstruida en

el tramo comprendido entre AS Kaiserslautern-Este y AS Sembach del

Km 3+925 al Km 4+400, se realizó un corte en arenisca moteada susceptible

de meteorización. Este corte tiene una altura de hasta 35 m el la parte norte

y de 15 m en el lado sur. La inclinación del talud es de generalmente 45° y

seaplana ligeramente hacia la parte superior del talud. Transversalmente a

la superfi cie del talud existen varias fi suras que lo atraviesan completamente

con aberturas que pueden alcanzar varios centímetros. Los procesos de re-

lajación representados por la remoción de masas rocosas en el frente dieron

lugar a un afl ojamiento más profundo de la masa rocosa con el resultado de

haberse activado visiblemente sistemas de fi guración de origen tectónico.

Aproximadamente dos años después de la excavación los taludes evidenci-

aron problemas de inestabilidad que implicaron la adopción posterior de

medidas de protección.

El subsuelo está formado por arenisca moteada con una zona alterada de

roca de un espesor cercano a los 3 m, la cual está cubierta en la parte supe-

rior por guijarros y piedras. Los sistemas de fi guración se caracterizan por

un alto grado de separación y por una adherencia y una resistencia a la

meteorización por debajo del valor promedio.

Como medida de protección se seleccionó el sistema de estabilización de

taludes TECCO®. Se dimensionó por un lado contra inestabilidades cercanas

a la superfi cie con un espesor hipotético de la capa igual a t = 1.0 m, toma-

ndo como base el concepto RUVOLUM®. Por otro lado, se analizó la estabi-

lidad global de acuerdo con el método del bloque deslizante al igual que los

cuerpos individuales en forma de cuña propensos a desprenderse, variando

las distancias entre fi suras y los gradientes de fi guración con el fi n de poder

dimensionar el anclaje y determinar las longitudes mínimas requeridas para

los pernos de anclaje.

Si se toman en cuenta los tres enfoques de dimensionamiento para pernos

de anclaje del tipo GEWI D = 32 mm y una oxidación que reduce en 4 mm el

diámetro del perno, se obtienen las separaciones máximas admisibles entre

anclajes que se muestran en la tabla 8 para el ejemplo en cuestión. Las

longitudes de los pernos de anclaje derivadas de los cálculos de

dimensionamiento son de 8.0 m donde la altura del talud es de 35 m y de

6 m donde tiene 15 m de altura.

Como resultado de la aplicación de una plataforma de trabajo sujetada por

una grúa montada en camión, la instalación resultó muy efi ciente y econó-

mica con un proceso continuo considerable en la perforación y colocación

de los pernos de anclaje así como en la instalación de la malla de alambre

de acero. La instalación se llevó únicamente tres meses. Los costos totales

fueron relativamente bajos en relación con el área estabilizada.

Debido al hecho de que la arenisca es muy susceptible a la meteorización,

fue necesario reforestar el talud. Es así como la vida útil del proyecto puede

aumentar signifi cativamente.


Fig. 56: Corte en talud al norte

35

Fig. 57 (izguierda): Mecanismo local de falla

Fig. 58 (abajo): Investigación de la estabilidad general

Fig. 59: Investigación de fallas en forma de cuña

Datos del proyecto:




Número de anclas 3’300 Stk.

Longitud de cada ancla 6.0 – 8.0 m


Duracion de trabajos 3 meses

Fecha de instalación del sistema 2003

Parámetros geotécnicos del subsuelo superfi cial alterado:




Separaciones máximas entre anclajes:

Inclinación del talud = 45 Grad

Distancia horiz. entre anclas a = 3.40 m

Distancia entre anclas en la

línea del talud b = 3.40 m

Cliente: Landesbetrieb Strassen und

Verkehr, Kaiserslautern, Alemania

Geología: Landesamt für Geologie und

Bergbau Rheinland-Pfalz, Abteilung

Ing.-Geol., Mainz, Alemania

Instalación: ARGE Schmitt GmbH, Fels- und

Böschungssicherung, Mandelbach-

tal; Landeck GmbH, Felssicherung,

Würzburg, Alemania


36


Fig. 61 (derecha): Trabajos de perforación

Fig. 62 (abajo): Prueba de extracción de anclas

Fig. 60: Instalación del sistema en el talud poniente

Fig. 63 (derecha): Talud occidental estabilizado

Fig. 64 (abajo): Situación aproxima-damente uno y medio año después de la reforestación

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REFORESTACIÓN / PROTECCIÓN CONTRALA EROSIÓN CON TECMAT®

En el caso de taludes abruptos constituidos por roca suelta no cohesiva de grano

fi no o por roca altamente meteorizada existe el peligro de erosión. Ese tipo de

material fi no puede ser arrastrado a través de la malla TECCO® y lavado por de-

bajo de la misma. Como resultado se pueden formar canales y oquedades por

debajo de la malla. La causa es el agua que brota por la ladera, el agua en capas

o fi sura o el caso de taludes que de otra manera estarían secos pero que drenan

el agua durante lluvias fuertes. El agua que brota por la ladera, por las capas o a

través de las fi suras debe ser capturada y drenada. Los fl ujos permanentes de agua

siempre van a dar lugar a problemas y deben atacarse antes de que se inicie la

instalación de un proyecto de estabilización de taludes debido a que poste-

riormente será casi imposible lograrlo. También se deberá tener mucho cuidado

de que ningún volumen excesivo de agua superfi cial fl uya a lo largo del talud

desde la parte superior. En caso necesario, se deberán construir canales de drena-

je por arriba de la cresta del talud a fi n de que el agua drene hacia los lados de

manera controlada.

Lo que resta es el agua de lluvia que cae directamente sobre el talud protegido.

En caso que se presente una lluvia intensa y de larga duración esto también podrá

dar lugar a problemas de erosión. El impacto de las gotas de lluvia al caer y del

agua drenada puede producir movimientos del suelo, el arrastre y la erosión ge-

neral. El problema debe atacarse mediante la colocación de una cara con vegeta-

ción totalmente regenerada en toda la superfi cie. Las raíces estabilizan la capa

superfi cial y una cantidad considerable de agua se almacena en la capa vegetal

antes de que empiece a drenar.

Sin embargo, lleva tiempo para que se forme una capa vegetal efectiva y para que

las condiciones de un suelo estable también den lugar a una pequeña esfera.

Ninguna vegetación se puede desarrollar en un talud sometido a movimientos y

a erosión. El rociado inmediato de un material vegetal resistente a la erosión y la

siembra de semillas no siempre es posible realizarlos directamente después de

colocar las mallas (periodo de reforestación). Será por lo tanto necesario muy

frecuentemente proporcionar protección contra la erosión junto con la malla a

fi n de evitar la erosión y el lavado de fi nos durante un cierto tiempo para que

después de satisfacer los prerrequisitos óptimos se pueda lograr una reforestaci-

ón exitosa posteriormente.

Lamentablemente, no es generalmente posible lograr esta meta con las conoci-

das esteras de protección contra la erosión hechas a base de fi bras naturales (yute,

coco) debido a que las superfi cies generalmente irregulares impiden el contacto

continuo de las esteras con el terreno. Las esteras en cuestión son normalmente

demasiado cerradas para poder rociar a través de ellas el material de vegetación

y las semillas. Los resultados no son los esperados y a la larga se formarán parches

críticos desnudos que exponen las superfi cies libres nuevamente a la erosión tan

pronto como las esteras se pudren. Lo que se busca, por lo tanto, es una estera

fl exible con una estructura abierta tridimensional que proporcione una buena

protección relativamente contra la erosión a pesar de las aberturas relativamente

grandes. La estera también debe ser adecuada como capa de adherencia y esta-

bilización para la vegetación mientras que esta última no sea capaz de realizar

esta función. También es importante que la estera quede oculta a la vista, es

Fig. 65: Hochfestes Stahldrahtgefl echt TECCO®

Fig. 66: TECCO®-Systemkrallplatte

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decir que su color se adapte al sustrato. Después de diversas pruebas de adapta-

bilidad con diferentes productos, con rociado en seco y en húmedo de de mate-

riales vegetales incluso en lugares extremos expuestos al sur, se encontró fi nal-

mente un tapete tridimensional con una estructura a base de gasas denominada

tela no tejida con fi bras de polietileno extendidas aleatoriamente, la cual satisface

los requisitos parcialmente contradictorios de protección contra la erosión y de

sustrato de la vegetación de manera óptima. Los datos técnicos recopilados en

la tabla 9 se aplican a esta estera de protección contra la erosión que ha sido

desarrollada especialmente para usarse en combinación con el sistema de esta-

bilización TECCO® y que se puede conseguir bajo la marca registrada TECMAT®.

Propiedades del material:

Materia prima: polipropileno

Fibras: monofi lamentos extruidos

Estructura: irregular en forma de gasas

Espesor: 18 mm

Peso: aprox. 600 g/m2

Volumen de vacíos: > 95%

Color: gris caqui

Tabla 9: Características de TECMAT®

Fig. 67: Estera TECMAT® para control de la erosión

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REFERENCIAS

[1] Landslides, Investigation and Mitigation, Special Report 247. Transportation Research Board, National Research Council. National Academy Press, Washington, D. C. 1996

[2] Rüegger, R.; Flum, D.; Haller, B.: Hochfeste Gefl echte aus Stahldraht für die Oberfl ächensi-cherung in Kombination mit Vernagelungen und Verankerungen. Technische Akademie Esslin-gen, Beitrag für 2. Kolloquium „Bauen in Boden und Fels“, Januar 2000

[3] Wittke, W.; Erichsen, C.: Standsicherheitsuntersuchungen auf der Grundlage der Mechanik starrer Körper. Grundbau-Taschenbuch, Teil 1: Geotech-nische Grundlagen, 6. Aufl age, Januar 2001

[4] Kühne, M.; Einstein, H. H.; Krauter, E.; Klappe-rich, H.; Pöttler, R.: International Conference on Landslides, Causes, Impacts and Countermeasures. Davos, Switzerland, 17 – 21 June 2001

[5] Rüegger, R.; Flum, D.: Slope Stabilization with High-performance Steel Wire Meshes in Com-bination with Nails and Anchors. Int. Symposium, Earth Reinforcement, IS Kyushu, Fukuoka, Japan, November 14-16, 2001

[6] Rüegger, R.; Flum, D.; Haller, B.: Hochfeste Gefl echte aus Stahldraht für die Oberfl ächensi-cherung in Kombination mit Vernagelungen und Verankerungen (Ausführliche Bemessungshin-weise). Technische Akademie Esslingen, Beitrag für 3. Kolloquium „Bauen in Boden und Fels“, Januar 2002

[7] Rorem, E.; Flum, D.: TECCO High-Tensile Wire Mesh & Revegetation, System for Slope Stabili-zation. International Erosion Control Association, IECA’s 35th annual conference. Philadelphia, USA, February 16 – 20, 2003

[8] Flum, D.; Rüegger, R.; Guasti, G.: Dimensionamento di sistemi di consolidamento fl essibili superfi ciali costituiti da reti in acciaio ad alta resistenza in combinazione a elementi di ancorag-gio in barra. GEAM – Associazione Georisorse e Ambiente Torino, Bonifi ca di versanti rocciosi per la protezione del territorio, Trento, Italia, 11 – 12 marzo 2004

[9] Rüegger, R.; Weingart, K.; Bickel, M.: Flexible Oberfl ächenstabilisierungssysteme aus hoch-festen Drahtgefl echten in Kombination mit Boden- und Felsnägeln, 3 Fallbeispiele. Technische Akademie Esslingen, Beitrag für 4. Kolloquium „Bauen in Boden und Fels“, Januar 2004

[10] Flum, D.; Rüegger, R.: Dimensioning of fl exible surface stabilization systems made from high-tensile steel wire meshes in combination with nailing and anchoring in soil and rock. IX International Symposium on Landslides, Rio de Janeiro, Brazil, June 2004

[11] Rüegger, R.; Flum, D.: Anforderungen an fl exible Böschungsstabilisierungssysteme bei der Anwendung in Boden und Fels. Technische Akademie Esslingen, Beitrag für 5. Kolloquium „Bau-en in Boden und Fels“, Januar 2006

[12] Flum, D.; Zueger, M.; Mrozik, M.: Stabilization of a 30 m deep cutting along the highway A63 Kaiserslautern – Mainz, Germany, with a fl exible slope stabilization system consisting of high-tensile steel wire mesh in combination with nailing. Autostrada Polska, Kielce, Poland, May 2006

[13] Flum, D.; Rüegger, R.: Dimensioning of fl exible surface stabilization systems made from high-tensile steel wire meshes in combination with nailing and anchoring in soil and rock. XIII. Danube-European Conference on Geotechnical Engineering, Ljubljana, Slovenia, May 2006

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