tesis geologia el cajon editable

INSTITUTO POLITÉCNICO NACIONAL

ESCUELA SUPERIOR DE INGENIERÍA Y ARQUITECTURA UNIDAD PROFESIONAL ZACATENCO

“DISEÑO GEOTÉCNICO DE LOS TÚNELES DE DESVÍO

EN LA CENTRAL HIDROELECTRICA EL CAJÓN” ESTADO DE NAYARIT

T É S I S QUE PARA OBTENER EL TÍTULO DE: I N G E N I E R O C I V I L P R E S E N T A N :

LORENA DÁVALOS PINEDA HÉCTOR MANUEL DÁVALOS PINEDA

MÉXICO, D. F. JUNIO 2008

AGRADECIMIENTOS

Al Instituto Politécnico Nacional por la preparación, los conocimientos y por todas las enseñanzas que nos brindó, por todo lo que hemos recibido de la escuela durante nuestra estancia en ella, por los valores que aprendimos, por el esfuerzo realizado dentro de la institución. A todos nuestros maestros, a quienes a través de sus conocimientos nos ofrecieron su valiosa amistad, quienes nos enseñaron a querer y a respetar al Instituto Politécnico Nacional. A todos nuestros maestros y compañeros de la carrera, en especial a los Ings. Armando Suárez Sánchez y Manuel Sánchez Herrera, quienes hicieron posible nuestra formación como ingenieros civiles. A las autoridades del Instituto Politécnico Nacional en especial a la ESÍA ZACATENCO, nuestro reconocimiento por la comprensión y apoyo para el desarrollo de nuestra labor, en el profundo e incuestionable significado que tiene la Ciencia en la formación del ingeniero civil. A nuestros directores de tesis en especial a los ings. Magdaleno Martínez Govea y Ulises Talonia Vargas, gracias por su colaboración al compartir con nosotros sus experiencias, conocimientos, por su inestimable labor y porque hicieron posible la elaboración de este trabajo de tesis A la Subgerencia de Comportamiento de Seguridad de Estructuras de la CFE; en especial a la oficina de Instalación y Mediciones, por habernos compartido su experiencia durante nuestro desempeño laboral, y de la manera más atenta quisiéramos expresar nuestro agradecimiento muy especial a los ingenieros: Enrique Mena Sandoval Javier Fuentes Nava Antonio Vargas Camacho Luis Efrén Chávez Ramírez Gabriel Macedo Gómez A la Subgerencia de Geotecnia y Materiales de la CFE; en especial al Departamento de Mecánica de Rocas, quienes hicieron posible la realización de este trabajo, de la manera más atenta quisiéramos expresar nuestro agradecimiento muy especial a los ingenieros: José Antonio Bahena González Valentín Castellanos Pedroza José Vioel Espino Ruiz

AGRADECIMIENTOS A DIOS

Por habernos dado el ser, el entendimiento y la salud; gracias por esa Fuerza Universal Maravillosa e Insuperable que nos has dado, y nuevamente gracias por ponernos tantos Ángeles en nuestro camino.

A NUESTROS PADRES A quienes amamos profundamente les dedicamos esta tesis, por habernos brindado su comprensión, su apoyo incondicional durante toda la carrera, por sus consejos para orientarnos a tomar las mejores decisiones y por creer en nosotros.

Porque han sabido crear el amor, ejemplo de conducta y sacrificio personal que nos permitieron una educación de excelencia, un apoyo y estímulo constante durante todo el tiempo, por mantener nuestra inquietud, nuestra ambición, y nuestros sueños.

A NUESTROS HERMANOS A Israel y Fabiola les agradecemos por su amor incondicional, por haber estado siempre a nuestro lado, gracias por su cariño. A LA FAMILIA DÁVALOS TOVAR Por habernos asesorado, por demostrarnos su preocupación y apoyo para que este trabajo quedara lo mejor realizado posible, gracias por su cariño, en especial a Mayra Dávalos Tovar. A NUESTROS COMPAÑEROS Javier Suárez, Leonardo Flores, David Maldonado, Eduardo Ibarrola, Fernando Maya y Martín López, les agradecemos su amistad y apoyo incondicional con el que siempre hemos contado. A NUESTROS AMIGOS Angélica, Martha Nava, Jaime Ramírez y Erick Vallecillos, por la comprensión demostrada, por que nos dieron el regalo de su valiosa amistad, por que son bellísimas personas y grandes razones.

“DISEÑO GEOTÉCNICO DE LOS TÚNELES DE DESVÍO EN LA CENTRAL HIDROELÉCTRICA

EL CAJÓN” ESTADO DE NAYARIT

CONTENIDO RESUMEN OBJETIVOS INTRODUCCIÓN

1. ANTECEDENTES 1 1.1 Beneficios del proyecto 1.2 Localización

1.2.1 Vías de Comunicación 1.3 Hidrológica 1.4 Sismicidad 1.5 Fisiografía

1.5.1 Geomorfología 1.6 Litología 1.7 Obras principales del proyecto

1.7.1 Obra de desvío 1.7.2 Obra de contención 1.7.3 Obra de control y excedencias 1.7.4 Obras de generación

1 1 2 3 5 6 6 8 9 9

11 12 12

2. INVESTIGACIONES DE CAMPO Y LABORATORIO 16 2.1 Geología local de sitio 2.2 Descripción geológica a lo largo de los túneles de desvío

2.3 Geología estructural en la margen izquierda 2.3.1 Fallas 2.3.2 Sistemas de Fracturamiento 2.3.3 Descripción geológica de los portales de entrada y salida

2.4 Trabajos de campo 2.4.1 Exploración directa 2.4.2 Exploración indirecta

2.5 Trabajos de laboratorio 2.5.1 Propiedades de la roca intacta

2.5.1.1 Ignimbritas de la unidad TicU2 2.5.1.2 Ignimbritas de la unidad TicU3

16 16 17 17 17 19 23 23 28 31 32 32 32

3. INTERPRETACIÓN DE RESULTADOS DE CAMPO Y LABORATORIO 35

3.1 Características del macizo rocoso 3.1.1 Zona de los portales de entrada de ambos túneles 3.1.2 Trayectoria de los túneles 3.1.3 Zona de los portales de salida de ambos túneles

3.2 Índice de calidad de la roca de Deere 3.2.1 Clasificación CSIR de macizos rocosos fisurados 3.2.2 Clasificación geomecánica del macizo rocoso a lo largo de los

túneles

35 35 35 36 36 36 41

“DISEÑO GEOTÉCNICO DE LOS TÚNELES DE DESVÍO EN LA CENTRAL HIDROELÉCTRICA

EL CAJÓN” ESTADO DE NAYARIT

4. ANÁLISIS Y DISEÑO GEOTÉCNICO DE LOS TÚNELES 48

4.1 Análisis geológico estructural 4.1.1 Técnica gráfica para la representación de los datos 4.1.1.1 Proyección de ángulos iguales Wulff 4.1.2 Representación grafica de los fracturamientos 4.1.3 Determinación de la cuña máxima de diseño

4.2 Análisis de esfuerzos 4.2.1 Esfuerzos en la excavación 4.3 Análisis de carga de roca aplicable en zonas de falla y/o de alto

facturamiento y alteración 4.3.1 Tipos de roca de acuerdo a la clasificación de Terzaghi 4.4 Diseños de tratamientos 4.5 Tratamientos de soporte en los túneles 4.5.1 Tratamientos de soporte y drenaje

48 48 49 51 54 65 69 75

76 79 84 84

5 ANÁLISIS DE TALUDES EN EMPORTALAMIENTOS 88

5.1 Taludes en roca en los portales de entrada y salida 5.2 Taludes en suelo

5.2.1 Método de Bishop 5.2.2 Análisis de estabilidad

5.3 Diseño de tratamientos 5.4 Tratamientos de soporte en los portales de entrada y salida

88 95 95 97

105108

CONCLUSIONES 110 ANEXO 114 REFERENCIAS 120 PLANOS 121

RESUMEN

RESUMEN

En esta tesis se presenta el diseño de los túneles de desvío el Cajón a partir de los resultados de campo y laboratorio. CAPÍTULO 1: Contiene los antecedentes de la central hidroeléctrica, localización, vías de comunicación, las condiciones meteorológicas e hidrológicas imperantes en el lugar, así como datos acerca de la generación de energía; asimismo, se dan a conocer detalles técnicos de las obras principales del proyecto. CAPÍTULO 2: Trata de la geología del sitio y de las condiciones geológico estructurales, tales como discontinuidades y fallas geológicas existentes en el macizo rocoso que afectan a la estructura. Se llevaron acabo diferentes etapas de estudio, se incluyen trabajos de campo y laboratorio para definir el modelo geológico geotécnico a lo largo del trazo de los túneles. CAPÍTULO 3: se presentan los resultados de la interpretación y análisis de la información descrita en el capítulo 2, además se incluye la clasificación geomecánica de cada unidad litológica que atraviesa el trazo del túnel.

CAPÍTULO 4: Explica el análisis y diseño geotécnico de los túneles para lo cual se presenta el análisis geológico estructural y la revisión de la resistencia del macizo rocoso, derivado del cambio de esfuerzos producido por la excavación del túnel. Para llevar a cabo estos análisis, se empleó el software Unwedge versión 2000 para el análisis por debilitamiento estructural y como resultado se definieron las cuñas más desfavorables, que pueden formarse tanto en las paredes como en la bóveda de los túneles de desvío. A partir de estos resultados, se definió el tratamiento de soporte necesario para estabilizar estas obras. El análisis de esfuerzos se efectúo con apoyo de la teoría de la elasticidad y se revisó que los esfuerzos inducidos por la excavación no sobrepasen la resistencia del macizo rocoso.

CAPÍTULO 5: Contiene el análisis del diseño geotécnico de los taludes, que forman parte de los emportalamientos de entrada y salida de los túneles. Estos análisis se efectuaron con apoyo del programa Swedge versión 1992-2000. Los resultados de estos análisis proporcionan la geometría de las cuñas más desfavorables en cada talud, y para el caso particular de los depósitos de talud, la estabilidad se revisó por el método de Bishop.

OBJETIVOS

OBJETIVOS

• Presentar el diseño geotécnico de los túneles de desvío de la Central Hidroeléctrica “El Cajón”.

• Presentar el resultado del análisis geológico estructural de las cuñas que se forman en

los túneles y en los taludes.

• Definir los tratamientos de soporte en los túneles y taludes de los portales de entrada y salida.

INTRODUCCIÓN

INTRODUCCIÓN Dentro del Sistema Eléctrico Nacional, la Comisión Federal de Electricidad, genera gran parte de la energía que el país requiere a través de sus Centrales Hidroeléctricas. El gran número de estos proyectos y la capacidad de generación, lo coloca en el primer lugar en fuentes de generación eléctrica en México. La Construcción de una obra de ingeniería civil depende del diseño geotécnico estructural y de un proceso de construcción adecuado, considerando todos los factores que se presenten durante su vida útil. A través del tiempo el hombre ha comprobado, que para optimizar los recursos de toda obra civil, se debe tener una planeación, tratando de seguir un proceso de construcción dentro de los más estrictos estándares de calidad y del seguimiento de construcción adecuado desde el inicio hasta finalizar la obra. La estabilidad de túneles ha sido un tema de mucha importancia en la era de los ferrocarriles, tanto en la minería como en el transporte público, recobrando su relevancia en las modernas carreteras en zonas de cordillera, e incluso creando túneles falsos en la ciudades para aliviar el trafico vehicular. La importancia que tiene la construcción de la Central Hidroeléctrica “El Cajón” comprende 27 proyectos con un potencial hidroenergético de 4,300 MW, las obras principales que lo conforman son:

• Obra de Desvío • Obra de Contención • Obra de Control y Excedencias • Obras de Generación

Este trabajo presenta el Diseño Geotécnico de los Túneles de Desvío, de la Central Hidroeléctrica “El Cajón”. Contempla trabajos de campo y laboratorio; la descripción geológica estructural a lo largo de los túneles de desvió, tomando en cuenta la clasificación geomecánica del macizo rocoso. Para el diseño de un túnel primero se debe realizar un estudio Geológico –Geotécnico, la mecánica de rocas juega un papel fundamental en la clasificación del macizo rocoso e incluso estableciendo un prediseño con los elementos necesarios para el sostenimiento del túnel en función de la altura de carga (zona de aflojamiento). En los Túneles y Taludes rocosos, los mecanismos de inestabilidad son controlados por el grado de alteración y por las anisotropías existentes en el macizo, tales como la estratificación, juntas, fallas, cuya relación con los mecanismos de inestabilización, es regida por los siguientes factores:

• Distribución espacial de las discontinuidades, relación entre su posición (rumbo y buzamiento) con la dirección del túnel, siendo este el más importante a considerarse en el trazo de entrada y salida del túnel.

INTRODUCCIÓN

• Presencia y naturaleza de los materiales de relleno de las discontinuidades

Existen muchos métodos útiles para clasificar un macizo rocoso, entre ellos se puede escoger algunos elaborados por autores conocidos mundialmente en el campo de la mecánica de rocas que realiza análisis específicos para el diseño de túneles, entre estos podemos mencionar las clasificaciones de Barton y Bieniawski.

Como parte del estudio general de la Central Hidroeléctrica se incluyen dos análisis que son:

• Diseño geotécnico de los túneles de desvío, realizado en el programa Unwedge versión 1992-2000.

• Análisis de estabilidad de taludes en roca en los portales de entrada y salida de los túneles de desvío, realizado en el programa Swedge versión 1992-2000.

Por último, se presentan los tratamientos de soporte en el interior de los túneles y sus respectivas recomendaciones para cada uno de ellos.

CAPÍTULO 1. ANTECEDENTES

1

1. ANTECEDENTES La central Hidroeléctrica “El Cajón” forma parte del Sistema Hidrológico Santiago, que comprende 27 proyectos con un potencial hidroenergético de 4,300 MW, a la fecha se ha desarrollado el 100%. El Cajón ocupa el segundo lugar en potencia y generación dentro del sistema, después de la Central Hidroeléctrica Aguamilpa-Solidaridad. La finalidad principal es la producción de energía eléctrica, en operación conjunta con las plantas previstas y construidas a lo largo del río, con factores de planta bajos para atender picos de consumo. El embalse contribuirá a regular los escurrimientos de la cuenca y beneficiará a la Central Aguamilpa, ya que el vaso al recibir las aportaciones reguladas del río, incrementará 69.61 GWh la generación firme y se reducirán las probabilidades de derrama por el vertedor. 1.1 Beneficios del proyecto Generación media anual de 1 228 GWh y ahorro de 2 millones de barriles de combustóleo al año. Se creo 10 000 empleos directos e indirectos durante la construcción, se estimó en 54 meses de duración. Importante derrama económica en la región. Aumento de la generación firme de la Central Hidroeléctrica Aguamilpa-Solidaridad por la regulación del Río Santiago y sus afluentes en la cuenca. Mejoro de las vías de acceso fluvial y terrestre de la zona. Diversificar las fuentes primarias de energía en el Sistema Eléctrico Nacional. 1.2 Localización El sitio del la Central Hidroeléctrica “El Cajón” se ubica en el Municipio de Santa María del Oro en el estado de Nayarit, Figura 1, sobre el curso del Río Santiago, a 47 Km de distancia en línea recta al SE de la Ciudad de Tepic y 17 km en línea recta al NE del poblado de Santa María del Oro; se localiza en las coordenadas geográficas 21° 25’ 41’’ de Latitud Norte y 104° 27’ 14’’ de Longitud Oeste. Figura 2.


2

Figura 1. Localización de la Central Hidroeléctrica “El Cajón” Estado de Nayarit. 1.2.1 Vías de comunicación El acceso a la Central Hidroeléctrica “El Cajón”, a partir de la ciudad de Tepic, se logra mediante un recorrido total de 78 km que inicia por la carretera federal No. 15, o por la autopista Tepic-Guadalajara con un desarrollo de 26 km hasta el entronque “ La Lobera ”, se desvía por la carretera estatal al poblado de Santa María del Oro, de este último punto se recorren 32 km, por un camino rural, en dirección al poblado El Buruato, y de aquí hasta el sitio del proyecto se recorren 26 km. Figura 2.

ESTUDIOÁREA DE

Figura 2. Vías de comunicación de la Central Hidroeléctrica “El Cajón” Estado de Nayarit.


3

1.3 Hidrología En el sitio del proyecto se tienen las siguientes condiciones: La temperatura media mensual máxima es de 32° C mayo y la mínima de 23.2° C en enero. La evaporación media mensual máxima es de 317.8 mm en mayo y la mínima de 129 mm en diciembre. La precipitación media mensual máxima es de 242.1 mm en julio y la mínima de 0.2 mm en diciembre. El escurrimiento medio mensual máximo es de 852 millones de metros cúbicos en agosto y el mínimo de 83 millones de metros cúbicos en febrero. En la zona de las obras, la temporada de lluvias se presenta muy marcada entre junio y octubre y el estiaje de noviembre a mayo. Durante el invierno se presentan lluvias en un porcentaje ligeramente mayor al 5% de la media anual. Las características principales de la Central Hidroeléctrica son las que se describen en la tabla 1.


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Tabla 1. Características generales de la Central Hidroeléctrica “El Cajón” Estado de Nayarit

Área de la cuenca aportadora 54 198 km²Volumen de escurrimiento medio anual histórico (1949-1999) 4 026 hm³Volumen de escurrimiento medio anual menos usos futuros (1998-2046) 3 326 hm³Volumen medio aprovechable 3 166 hm³Gasto medio anual menos usos futuros 105 m³ / sGasto de la avenida máxima registrada 7 191 m³ / sGasto medio aprovechable 105 m³ / sGasto de la avenida de diseño para desvío 7 029 m³ / sGasto de la avenida de diseño para vertedor 14 864 m³ / sPeriodo de registro 51 añosMeteorológicos Temperatura de diseño máxima/mínima 46°/6.5° CTemperatura de bulbo seco promedio 37.0° CTemperatura de bulbo húmedo promedio 25.2° CHumedad relativa verano/invierno 36.4/48.6 %Humedad relativa promedio 38 %Aceleración horizontal máxima del terreno 0.2 g GalsPresión barométrica 98 KpaVelocidad del viento 110 Km/hTemperatura promedio del agua 27.18° CTemperatura mínima del agua 23.83 ° CZona climática/ambiente Calidad

subhúmeda/rural Generación Factor de planta 0.19Energía firme 864.39 GwhEnergía secundaria 364.25 GwhGeneración media anual 1 228.64 GwhIncremento de energía firme en la C.H Aguamilpa atribuible al C.H. “El CAJON”

69.91 Gwh

Generación media anual 1 298.95 Gwh Vaso de almacenamiento Elevación al NAMINO 346.00 m Elevación de diseño (corresponde a la carga de diseño de la turbina) 380.07 m Elevación al NAMO 391.0 mElevación al NAME 394.0 mCapacidad para azolve (El. 319.50 ) 484.4 hm3

Capacidad útil para generación 1 316.2 hm3

Capacidad de control de avenidas 117.5 hm3

Área al NAME 3 982.0 haÁrea al NAMO 3 852.0 haÁrea al NAMINO 2 087.0 ha


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1.4 Sismicidad De acuerdo con la regionalización sísmica de la República Mexicana, propuesta en el Manual de Diseño de Obras Civiles de CFE, Diseño por Sismo, el área en estudio se encuentra en la zona sísmica "B", considerada como una zona de mediana sismicidad. Referencia 1. Ver figura 3. Se revisaron los espectros de respuesta localizados en el sitio y a partir de ellos, se determinó para diseño de las obras, emplear un coeficiente sísmico de 0.2. De acuerdo con los “Parametros de Diseño por Sismo para el C.H. El Cajón”. Referencia 2.

-106.0

0

30.0

0

32.0

0

26.0

0

24.0

0

28.0

0

20.0

0

18.0

0

16.0

0

14.0

0

22.0

0

C B

D C -114.0

0-1

10.0

0

A

B

CD

A

-94.0

0-1

02.0

0-9

8.0

0-9

0.0

0-8

6.0

0

Figura 3. Regionalización sísmica de la República Mexicana


6

1.5 Fisiografía El sitio de la Central Hidroeléctrica se ubica en la porción sur de la Sierra Madre Occidental, cerca de su límite con el eje Volcánico Transmexicano o Meseta Neovolcánica. Esta zona se caracteriza por pequeñas sierras, separadas por estrechos valles de mediana profundidad que se amplían hacía el Pacífico; formadas principalmente por una secuencia volcánica de composición riodacítica, en la que predominan las rocas piroclásticas intercaladas con algunas coladas basálticas procedentes de aparatos volcánicos cercanos. En el sitio los procesos de erosión han labrado un relieve accidentado, con diferencias topográficas que varían de la cota 220 cercana al río, a la 1100 msnm en las cimas. En la figura 4 se muestran las Provincias Fisiográficas de la República Mexicana y la ubicación de la Central Hidroeléctrica “El Cajón”. 1.5.1 Geomorfología De acuerdo con la fisiografía de la República Mexicana en el sitio de la Central Hidroeléctrica “El Cajón”, morfológicamente pueden diferenciarse dos zonas: a) Las partes altas, comprendidas por encima de los 700 msnm donde se agrupan los picos y cerros más elevados con escarpes pronunciados y corresponden a una etapa juvenil madura. b) Las zonas medias y bajas que varían de la cota 700 a la 200, en las que se alternan mesetas y terrazas alargadas casi horizontales con laderas de pendientes fuertes e irregulares, que en ocasiones, en las cercanías del cauce del río, son abruptas formando entradas y salientes de origen estructural.


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Figura 4. Provincias Fisiográficas de la República Mexicana.


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1.6 LITOLOGIA Con base en los estudios geológicos efectuados, se estableció la secuencia litológica del sitio, la cual se presenta en la figura 5.

Figura 5.- Columna litológica de la zona de la Central Hidroeléctrica “El Cajón”.


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1.7 OBRAS PRINCIPALES DEL PROYECTO Las obras principales que conforman la Central Hidroeléctrica “El Cajón” son:

- Obra de desvío - Obra de contención - Obra de control y excedencias - Obras de generación

Las cuales se describen a continuación: En el plano 1 se muestra el arreglo de las obras principales de la Central Hidroeléctrica “El Cajón”, y en los párrafos siguientes se describe cada una de ellas. 1.7.1 Obra de desvío Consiste en dos túneles de sección portal, localizados en la margen izquierda del río, excavados en roca, la plantilla y las paredes están revestidas de concreto hidráulico y concreto lanzado en la bóveda. Hidraúlicamente los túneles se diseñaron para transitar una avenida de 6,481 m3/s. Los portales de entrada y salida fueron excavados en roca, cada túnel cuenta con una lumbrera revestida de concreto para alojar y operar los obturadores, accionados por malacates estacionarios para el control del flujo de agua. La compuerta se deslizará a través de una lumbrera vertical revestida de concreto por medio de un malacate, el mecanismo instalado estará en la plataforma junto al marco que sujetará la compuerta durante el cierre final. La obra de desvío se complementó con dos ataguías construidas con materiales graduados, el núcleo impermeable de ambas estará ligado a una pantalla impermeable construida sobre aluvión, hasta llegar a la roca sana del fondo del cauce del río para evitar filtraciones hacia la zona de construcción de la cortina, se garantizó la correcta construcción del núcleo y pantalla impermeable, de esta manera se tuvieron las condiciones adecuadas para el desplante del plinto, al mantener seca dicha zona. Para la estabilización de las excavaciones en los túneles, se realizaron los tratamientos al macizo rocoso; diseño consistente en preanclajes, anclajes, concreto lanzado y se utilizaron ademes metálicos en los túneles y en los portales de entrada y salida. En la tabla 2 se mencionan las características principales de la obra de desvío. En la figura 6 se muestra la sección tipo de los túneles, ubicación del concreto lanzado y del concreto hidráulico.


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Tabla 2. Características generales de la obra de desvío Obra de desvío Sección portal 14 x 14 mLongitud túnel 1 734.09 mLongitud túnel 2 811.05 mGasto máximo de la avenida 6 481.00 m3/sGasto máximo de diseño 5 248.79 m3/sVelocidad máxima de descarga 14.96 m/sVolumen de la avenida 1 930.39 hm3

Elevación de entrada túnel 1 223.00 mElevación de salida túnel 1 220.50 mElevación de entrada túnel 2 227.00 mElevación de salida túnel 2 220.50 mElevación máxima de descarga (río) 233.39 mObturadores para túnel 1 (ancho x alto) 6 x 14 mObturadores para túnel 2 (ancho x alto) 14 x 14 mCarga hidráulica máxima (túnel 1/ túnel 2) 27/38 mMasa estimada de cada elemento 86 / 220 tPeriodo de retorno (tr) 50 añosAtaguía aguas arriba Elevación de la corona 268.50 mAncho de la corona 8.00 mLongitud de la corona 248.00 mAltura (desplante El.220,0) 48.50 mVolumen 708 532 m3

Ataguía aguas abajo Elevación de la corona 235.00 mAncho de la corona 8.00 mLongitud de la corona 128.50 mAltura (desplante El.220,0) 15.00 mVolumen 60 444 m3

Figura 6. Sección tipo de los túneles No 1 y 2, sección portal 14 x 14 m.


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1.7.2 Obra de contención Consiste en una cortina de enrocamiento con cara de concreto (CFRD) (Concrete Face Rockfill Dam), el cuerpo de la misma se compone de materiales graduados que dan apoyo a la cara de concreto, formada con tableros de aproximadamente 15.0 m de ancho y espesor variable, la cara de concreto se apoya en el plinto que además de esta función sirve como plataforma para realizar las inyecciones de consolidación y pantalla impermeable, que junto con un sistema de galerías excavadas en ambas laderas adyacentes al empotramiento de la cortina formaran el plano de estanqueidad, figura 7 y tabla 3. La cara de concreto cuenta con un conjunto de sellos de cobre y p.v.c que fueron colocados en todas las juntas de la cara de concreto y en la junta perimetral plinto–cara de concreto, estas protecciones garantizan que las filtraciones son mínimas. Para medirlas se ubicó una galería filtrante al pie de la cortina en la zona aguas abajo, de tal manera que por ella se captan todas las filtraciones que ocurren por el cuerpo de la presa y se puede medir el gasto de filtración en cualquier época del año.

Tabla 3. Características generales de la Obra de Contención Cortina

Tipo Enrocamiento con cara de concreto (CRFD).

Elevación de la corona 394.5 mElevación máxima del parapeto 396.0 mElevación máxima de terracerías (aguas arriba) 392.0 mElevación máxima de terracerías (aguas abajo) 393.0 mLongitud de la corona 550.0 mAltura total del desplante 186.0 mElevación de desplante en sección máxima 210.0 mAltura bordo libre 2.0 mTalud aguas arriba 1.4:1Talud aguas abajo 1.4:1

Figura 7. Sección de la Cortina de Enrocamiento con Cara de Concreto.


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La suma total de los materiales de la sección de la cortina de Enrocamiento con Cara de Concreto es de 10, 881,433 m3 1.7.3 Obra de control y excedencias Esta obra se diseño para un gasto máximo de 14 864 m3/s inicia en un canal de llamada excavado a cielo abierto en la margen derecha. La zona de control esta compuesta por el cimacio y pilas de concreto reforzado para conformar 6 vanos equipados con compuertas radiales operadas por servomotores; el canal de descarga de 95 m de ancho es de sección rectangular revestido con concreto reforzado y aireadores en el piso, esta dividido por un muro longitudinal rematado en una cubeta deflectora tipo salto de ski, figura 8 y tabla 4.

Tabla 4. Características generales de la Obra de Control y Excedencias Tipo ControladoAvenida máxima probable 15 915.0 m3/sGasto máximo de diseño 14 864.0 m3/sGasto unitario máximo de descarga 207.01 m3/s/mVolumen de la avenida de diseño 5 238.0 hm3

Periodo de retorno de la amp (Tr) 10 000 añosVelocidad máxima en la descarga 46.0 m/sCarga sobre la cresta 22.0 mElevación de la cresta 372.0 mLongitud de la cresta 72.0 mCarga hidráulica máxima 20.7 mCompuertas radiales 6 pzasDimensiones (ancho x alto) 12 x 20.70 m Masa estimada de cada compuerta 178.0 tRelación alto/ancho 1.73 Mecanismos para izaje ServomotoresElementos de cierre auxiliar Tablero de agujasDimensiones (ancho x alto) 12.0 x 22.05 mCarga hidráulica máxima 22.05 mMasa estimada del tablero 144 tMecanismos para izaje Grúa pórtico 1.7.4 Obras de generación Se localizan en margen derecha; consisten en Obra de Toma, Tubería a Presión, Casa de Maquinas, Túneles de Aspiración, Galería de Oscilación y Túnel de Desfogue. Figura 8. La obra toma es de concreto reforzado y rejillas metálicas, la estructura de control tiene dos compuertas deslizantes de servicio operadas con servomotores; la conducción del agua hacía casa de máquinas es mediante 2 túneles circulares a presión, de concreto reforzado y revestidos con camisa metálica.


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La casa de máquinas se encuentra alojada en una caverna; sus losas, muros y bóvedas son de concreto reforzado, equipada con dos grupos de turbogeneradores, las turbinas son de tipo Francis de eje vertical. Se ingresa a ella mediante un túnel de acceso vehicular, dimensionado de acuerdo con las partes mas grandes de los equipos que se van a instalar. Cuenta con un sistema forzado de ventilación por medio de 3 lumbreras verticales y una lumbrera más para contener todos los cables de control, fuerza y medición. En la casa de máquinas se instalaron dos grúas viajeras con capacidad conjunta para realizar el montaje y proporcionar los servicios de mantenimiento de todos los equipos y sistemas auxiliares de los turbogeneradores. También se instaló una turbina auxiliar tipo Francis de eje horizontal, para suministro de energía eléctrica de los servicios auxiliares de la central en caso de emergencia. La energía se conduce a través de las lumbreras hasta la superficie, por medio de buses de fase aislada a los transformadores, que van a elevar el voltaje de 17 a 400 Kv. La subestación será de tipo blindado, con dispositivos en atmósfera de hexafloruro de azufre (SF6 ) y se alojó en un edificio construido en una plataforma a cielo abierto, de manera similar se ubican los transformadores de potencia, casetas de ventilación, control, baterías y la subestación blindada de servicios auxiliares de la central con una tensión de 13.8 kv. Figura 8 y tablas 5 a y 5 b.

Tabla 5 a. Características generales de la Obra de Generación Obra de toma

Tipo En rampaDimensiones del vano (ancho/alto ) 6 244 x 7.95 mDimensiones de las rejillas (ancho, alto) por conducto 15.38 x 18.89 mElevación del canal de llamada 322.402 mElevación umbral de compuerta de servicio 322.87 mCarga hidráulica máxima 71.13 mMasa estimada de cada elemento 75.0 tMecanismos de cierre Compuertas rodantesCantidad 2 pzasMecanismo de izaje ServomotoresMecanismos de cierre auxiliar Compuerta rodanteCantidad 1 pzaDimensiones (ancho x alto) 6.244 x 7.95 mElevación umbral de compuerta auxiliar 324.33 mCarga hidráulica máxima 71.13 mMasa estimada de cada elemento 75.0 t

Tubería a presión Tipo AceroDiámetro 7.95 mLongitud (concreto) 37.28 mLongitud (blindaje de acero) 222.49 mGasto de diseño 259.77 m3/s


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Tabla 5 b.- Características generales de la Obra de Generación

Casa de maquinas Tipo Subterránea.Dimensiones (ancho/largo/alto) 22.2 x 97.5 x 49.5 m.Elevación piso de excitadores 224.20 m.Potencia total instalada (generadores) 789.48 MVA. Grúa viajera (cantidad-capacidad) 2 x 350 t.

Galería de oscilación Tipo Subterránea.Dimensiones 16.0 x 66.70 m.Altura máxima 52.75 m.Dimensiones del vano para compuerta (ancho, alto) 7.30 x 9.74 m.Nivel del agua con un canal del vertedor en operación (5 750 m3/s.) y 2 unidades

241.18 m.

Nivel del agua sin unidades operando 217.00 m.Mecanismos de cierre Compuertas deslizantes.Cantidad 4 pzas.Dimensiones (ancho x alto) 7.30 x 9.74 m.Carga hidráulica máxima 42.70 m.Masa estimada 60.00 t.Mecanismo de izaje (grúa viajera) 75.00 t.

Desfogue Tipo Sección portal.Dimensiones (diámetro) 13.90 m.Longitud 310.33 m.Nivel de agua en el río con 1 unidad/2 unidades 220.38/222.10 m.

Subestación Tipo SF6.

Tensión 400 kV.Área total en plataforma 15 252 m2.Elevación de la plataforma 340 m.Arreglo Interruptor y medio.

Líneas de transmisión-Subestación Numero de líneas 2Longitud hacia la red 18 km.Tensión 400 kV.


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Figura 8. Perfil de la Obra de Excedencias, y Corte transversal de la Obra de Generación.

CAPÍTULO 2. INVESTIGACIONES DE CAMPO Y LABORATORIO

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2 INVESTIGACIONES DE CAMPO Y LABORATORIO 2.1 Geología local del sitio Existe un profundo conocimiento de la geología local del sitio y de las discontinuidades existentes en el macizo rocoso de la Central Hidroeléctrica “El Cajón”. Se excavarón cuatro socavones, y varias trincheras en ambas márgenes del río como apoyo a los trabajos de campo. A través de la historia geológica el macizo rocoso fue intrusionado, basculado y claramente delimitado por fallamiento regional, que permitió la definición de bloques y sub-bloques. De acuerdo a los estudios realizados, las obras se construyeron principalmente en roca ignimbrita de composición riodacítica, la cual se diferenció en 3 unidades denominadas TicU1, TicU2 y TicU3, entre estas unidades aparecen dos horizontes aglomeráticos, uno de 5 m de espesor entre las unidades 2 y 3, y otro de 22 a 25 m de espesor ubicado en la unidad 2. La masa rocosa de la margen izquierda es la zona más fracturada, esta situación implico que se aplicaran mayores tratamientos a la roca, para la construcción de las obras exteriores y subterráneas. 2.2 Descripción geológica a lo largo de los túneles de desvío La zona donde se excavaron los túneles está constituida principalmente por las ignimbritas, llamadas localmente el "Cajón". La ignimbrita es una roca compacta con fiammes y piroclastos, en las unidades su textura y tamaño de líticos son diferentes. En la zona de los portales (de entrada y salida) por encima de las ignimbritas se tienen depósitos conglomeráticos (Tc), basaltos (Qb), depósitos de talud (Qdt), y aluvión (Qal). Además existen rocas intrusivas constituidas por diques de composición andesítica-diabásica (Qdd). Las características de las unidades antes mencionadas son: La unidad litológica inferior (TicU1) está conformada por rocas compactas de dureza alta con seudoestratificación gruesa la cual le da un aspecto masivo, presenta un color gris oscuro a claro y es de textura piroclástica. La unidad TicU2 denominada como unidad intermedia está constituida por rocas compactas de dureza alta, presentan un color café claro-grisáceo, con textura piroclástica y seudoestratificación, cuyos espesores varían entre 3 y 5 m; dentro de esta unidad se tienen dos horizontes conglomeráticos de forma regular, uno de ellos localizado en su parte alta en contacto con la Unidad TicU3, y el otro en la zona media. Estos aglomerados están constituidos por bloques y fragmentos subangulosos y subredondeados de pórfidos andesíticos.


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La Unidad TicU3 denominada como unidad litológica superior, está constituida al igual que las dos anteriores por ignimbritas compactas y duras; presenta un color gris claro a gris rosado, con textura piroclástica y seudoestratificación más delgada con espesores que varían de 0.25 a 1.50m. Los estratos delgados se presentan en la parte baja, mientras que los más gruesos en la parte alta, a esta unidad se le estimo un espesor de 290 m y cubre a las unidades 1 y 2. 2.3 Geología estructural de la margen izquierda 2.3.1 Fallas La margen izquierda se encuentra afectada por varias fallas, las cuales pueden agruparse por su orientación en tres sistemas principales. Estas fallas son del tipo normal y se identifican fácilmente en superficie porque controlan el curso de los arroyos existentes. Las orientaciones de estas estructuras son las siguientes: Sistema de fallas 1 NW -SE Sistema de fallas 2 E-W Sistema de fallas 3 N-S En la tabla 6 se presentan las características de las fallas (orientación y espesor) y de los contactos litológicos, que se cruzaron durante las excavaciones. La incidencia de estas estructuras anotada en la tabla por cadenamientos, se obtuvo al proyectar dichas estructuras identificadas en superficie hasta la profundidad donde cruzan los túneles. En la zona de los portales de entrada se detectaron algunas fallas con rumbos predominantes al NE-SW, NW-SE, y N-S los cuales se clasifican en la Tabla 6 como PE1, PE2, PE3, y PE4. En la zona de los portales de salida no se encontraron estructuras importantes, debido a que existen superficialmente materiales de cobertura no consolidados. 2.3.2 Sistemas de fracturamiento En la margen izquierda se identificaron cuatro sistemas principales de fracturamiento en cada unidad litológica (TicU2 y TicU3). Las fracturas en general se presentan cerradas y ocasionalmente abiertas con rellenos arcillosos, son rugosas, su continuidad es muy variable y su frecuencia fluctúa entre 1 y 4 fracturas por metro, por lo que puede catalogarse al macizo rocoso en esta margen como intensamente fracturado. En la tabla 7 se presentan los sistemas principales fracturamientos para ambas unidades TicU2 y TicU3.

Tabla 6. Principales estructuras geológicas que cruzan las excavaciones de los túneles de desvío

Cadenamiento Según Ref. 1

Discontinuidad Rumbo Echado Espesor Relleno

Túnel de desvío 1 0+070,00 Falla PE-1 N60-67°W 69° NE 3.5 m 0+085,00 Falla PE-2 N62° W 73° NE 40 cm 0+98,129 Portal de entrada (TicU2) 0+210,00 Falla PE-3 N12°-15° E 79° NW 40 cm 0+275,00 Falla PE-4 N01°-07°W 69° SW 40 cm 0+300,00 Falla I y Falla II N 15°W 88° NE 40 cm Material cataclastico y arcilla, roca

fracturada 0+360,00 Falla II-A N 38°E 85° SE 200 cm Roca fracturada 0+395,00 Falla II-B N 06°E 60° SE 80 cm Material cataclastico y arcilla 0+580,00 Falla III N 15° E 80-65° NW 3m influencia Material cataclastico 0+580,00 Contacto TicU2-3 N 18°W 22°S W 0+704,00 Falla IV N 10° W 52-70° NE 60cm Material cataclastico 0+832,215 Portal de salida (TicU3)

Túnel de Desvío 2 0+040,00 Falla PE-1 N60-67°W 69° NE 3.5 m 0+275,00 Falla PE-3 N62° W 73° NE 40 cm 0+95,284 Portal de entrada (TicU2) 0+275,00 Falla PE-3 N12°-15° E 79° NW 40 cm 0+320,00 Falla P-E4, Falla I y Falla II N 15°W 88°NE 40 cm Material cataclastico y arcilla, roca

fracturada 0+380,00 Falla II-A y Falla II-B N 38-06°E 85-60° SE 80 cm Roca fracturada, material cataclastico y

arcilla 0+570,00 Falla III N15°E 80-65°NW 3m influencia Material cataclastico 0+570,00 Contacto TicU2-3 N 18°W 22°S W 0+700,00 Falla IV N10°W 52-70°NE 60cm Material cataclastico 0+906,307 Portal de salida (TicU3)

CA

PITU

LO 2. IN

VE

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AC

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DE

CA

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OR

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RIO

.

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19

Tabla 7. Principales sistemas de fracturamiento. Fracturamiento Rumbo Echado Frecuencia Características

Unidad TicU2 Seudoestra-

tificación

N 18° W

22 SW

U2, sistema 1A N20°W 82°NE 3/metro Rugosa, escasa continuidad U2, sistema 1B N39°W 82°NE 3/metro Rugosa, escasa continuidad U2, sistema 2A N-S 70°W 1 a 4 /metro Baja continuidad U2, sistema 2B N-S 70° E 1 a 4 /metro Baja continuidad U2, sistema 3 N18°E 70° SE 1 a 3/metro Ligeramente abierta a cerrada U2, sistema 4 N65°E 75° SE 1 a 2/metro Escasa continuidad, cerrada

Unidad TicU3 Seudoestra-

tificación

N 18° W

22 SW

U3, sistema 1A1 N25° W 65° NE 1 a 3/metro Continuidad alta, ligeramente abierta, rugosa

U3, sistema 1A2 N25° W 72° NE 1 a 3/metro Continuidad alta, ligeramente abierta, rugosa

U3, sistema 1B1 N31° W 65° NE 1 a 3/metro Continuidad alta, ligeramente abierta, rugosa

U3, sistema 1B2 N31° W 72° NE 1 a 3/metro Continuidad alta, ligeramente abierta, rugosa

U3, sistema 2A E-W 85° N 1 a 4/metro Ocasionalmente relleno arcilloso U3, sistema 2B E-W 85° S 1 a 4/metro Ocasionalmente relleno arcilloso U3, sistema 3 N15° E 75° SE 1 a 4/metro Ocasionalmente relleno arcilloso U3, sistema 4 N65° W 72° NE 1 a 4/metro Ocasionalmente relleno arcilloso

2.3.3 Descripción geológica de los portales de entrada y salida La descripción geológica para los portales de entrada y salida, son los materiales de cobertura (Tc, Qb, Qdt, Qal). Se describen a continuación: Depósitos conglomeráticos (Tc) Se localizan únicamente en la margen izquierda, a lo largo del Río Santiago y generalmente se encuentran rellenando antiguos cauces labrados en la secuencia ignimbrítica. Están constituidos por un material de boleos con diámetros que oscilan entre los 0.10 y 0.30 m, empacados en una matriz que varía de areno-arcillosa a grava fina, están pobremente cementados. Los aglomerados están cubiertos y preservados por las coladas basálticas (Qb) y los depósitos pumicíticos (Qlp) por lo que su edad estaría situada en la cima del Plioceno; presentan espesores que varían de 5 a 10 m como mínimo, localizándose algunos afloramientos cercanos a la falla Sobaco, así como en la zona del portal del socavón 1 y muy próximos a la falla V. Todos estos afloramientos se encuentran situados en la cota 250 m, fotografía 1.


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Fotografía 1. Vista de los depósitos conglomeráticos (Tc) en la margen izquierda

Basalto cuaternario (Qb) Es una roca de color gris oscuro a negro de textura afanítica y con estructuras primarias de tipo columnar y vesicular, se localiza en la margen izquierda del proyecto, aflora formando terrazas de 15 a 20 m de espesor entre las elevaciones 255 y 280 m, fotografía 2.


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Fotografía 2. Vista del Basalto Cuaternario (Qb) con estructura columnar cubriendo a la Unidad Ignimbrítica (Tic U3)

Depósitos de talud (Qdt) Se distribuyen en ambas márgenes del río, entre las elevaciones 255 y 345 m, los constituyen pequeños fragmentos de roca y grandes bloques de composición heterogénea, cuyos tamaños llegan a alcanzar varios metros y se encuentran contenidos en una matriz de suelo areno-arcilloso, originando un material semicompacto. Los espesores de estos depósitos en general no se conocen con exactitud, sin embargo, se han registrado espesores hasta de 35 m en la zona conocida como "circo de erosión" en la margen izquierda, tanto con obra directa (barrenos) como con prospección geofísica, fotografía 3.


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Fotografía 3. Vista del potente espesor de depósito de talud en la zona del "circo de erosión", ubicado aguas abajo Aluvión (Qal) Se halla constituido por arenas, gravas, y boleos, mal clasificados, su composición es heterogénea; son producto de la desintegración de rocas distantes y locales, transportados por el Río Santiago y sus afluentes, forma playones en los meandros del río y en las desembocaduras de los arroyos principales, fotografía 4. El espesor registrado con prospección geofísica varía de 2 a 15 m y con obra directa el máximo detectado fue de 12 m.


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Fotografía 4. Banco de material aluvial localizado en el área de Cantiles, situado a 1 km. aproximadamente aguas abajo del eje de la boquilla. 2.4 Trabajos de campo Los estudios en esta etapa consistieron en exploración directa con sondeos y recuperación de núcleos de diámetro NQ (47 mm) y exploración indirecta con métodos geofísicos de refracción sísmica y sondeos eléctricos verticales. En la Central Hidroeléctrica “El Cajón” se realizaron ocho sondeos con recuperación de núcleos, seis de ellos se llevaron acabo en los portales de entrada de ambos túneles, dos en los portales de salida y los restantes se efectuaron a lo largo de los túneles. En el plano 2 de exploración directa se muestran las zonas donde se realizaron los sondeos. La tabla 8 contiene el resumen de los resultados de la exploración, se incluye litología, los valores promedio de recuperación, índice de calidad de roca (RQD) y la clasificación de calidad de la masa rocosa de acuerdo con el criterio de Deere. 2.4.1 Exploración directa Los métodos directos. Son aquellos en que se obtiene una muestra de carácter exploratorio preliminar o definitivo, dependiendo de la importancia de la obra y de la variabilidad de los suelos, además de que esto nos da la clave para definir el numero de pozos y espacio entre ellos.


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• Pozo a cielo abierto Son generalmente de 2.00 x 2.00 m, teniendo usualmente una profundidad de 5 m, o hasta encontrar material no excavable con pico y pala, como tepetate, roca o estratos cementados, además de que un hombre pueda entrar fácilmente, examinar las paredes y obtener muestras . Los pozos a cielo abierto, permiten obtener muestras alteradas o inalteradas, examinar las características del suelo “ in situ “ y la localización exacta dentro de la columna estratigráfica. No tienen grandes cualidades debido a la inestabilidad de las paredes, encontrar la capa freática dificulta la maniobra, si se desea alcanzar mayor profundidad resulta antieconómico, no tanto por el ademe a emplear, sino por el problema del flujo del agua freática constante al interior del pozo. Cuando encontramos capas blandas es muy fácil efectuar el trabajo, no así cuando encontramos arena, gravas y boleos o mezclas de los anteriores materiales. La forma y tamaño normal de la muestra cúbica, con dimensiones de 25 cm por lado. Este se lleva a cabo con pico, pala, espátulas de cuchillo, de abanico y machete.

• Posteadora El uso de porteadoras, permite obtener muestras de tipo alterado en forma económica y fácil extracción; es de los métodos más utilizados para establecer la columna litológica, conociendo el contenido de humedad y algunas otras características. Las posteadoras tienen como límite para su avance el encuentro de suelos gruesos (gravas, arenas, boleos, etc.) como el proceso es en seco y no hay cohesión aparente se salen del muestreador, bajo el nivel freático presenta el mismo problema. La herramienta de ataque utilizada esta acondicionada con un maneral, con el que se aplica cierta presión contra el terreno, se le puede acoplar tubería de avance para profundizar el sondeo. Los diámetros más frecuentes en las porteadoras son de 10 a 20 cm. Constan de varios cuchillos de forma concéntrica, dispuestos de tal forma que no permiten que salgan de la herramienta los suelos cortados. El barreno helicoidal es un berbiquí de diversas dimensiones y es utilizado en diferentes tipos de terreno. La forma del barreno helicoidal varía siendo los más comunes los del tipo de berbiquí (cuerda salomónica) aunque hay otros tipos. Estas herramientas pueden alcanzar a profundidades considerables, pero se tienen problemas de conexión de tubos, con desperdicio de tiempo. Las muestras de mínimo de 0.5 Kg obtenidas con este método se depositan en bolsas de polietileno perfectamente selladas, señalando el número de pozo, número de muestra, elevación, clasificación de campo, operador, fecha, etc.


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• Método de Penetración Estándar o de Percusión Consiste en hincar un dispositivo en el terreno natural, para estimar la resistencia de él, contando el número de golpes necesarios para introducirlo hasta profundidad de interés. Esta prueba se lleva a cabo con un martinete de 64 Kg, el cual cae libremente desde una altura de 0.75m, contando el número de golpes para introducir 30 cm, el golpe lo recibe directamente un muestreador denominado tubo liso, partido o de media caña de 53 mm de diámetro. Debido a la alteración que llega a tener la muestra, en forma práctica, no se cuentan los golpes al penetrar en los primeros y últimos 15 cm del tubo, únicamente se considera el número de golpes en los 30 cm intermedios. La gran ventaja de este método es que, al mismo tiempo que se proporcionan datos de la resistencia de los suelos, se obtienen muestras alteradas, este método es el más usual en México. Si al realizar esta prueba la resistencia es alta, de tal forma que después de 50 golpes no se haya logrado penetrar los 30 cm, la prueba se suspende. Con base en lo anterior, deducimos que este método es aplicable en suelos blandos, ya que en suelos duros el muestreador no penetra. Este método resulta inaplicable para suelos con grava y boleos.

• Características del tubo liso o ½ caña El tubo liso es parecido al tubo partido, solo que consta de una sola pieza, en su interior aloja una pieza de polietileno, en la cual queda la muestra, sirviéndole de protección para evitar pérdidas de humedad. Este tubo, es más eficiente que el tradicional de cobertura lateral, todo con los suelos arcillosos y en ocasiones su uso se dificulta cuando el suelo muestreado esta muy compactado y contiene arenas y limos arenosos.

• Tubo liso Es un tubo liso de 80 a 90 cm de largo, con diámetro exterior de 5.30 cm, 3.5 interior, en el tramo de ataque lleva una zapata cónica achaflanada, que termina en un borde cortante; esta zapata se une al muestreador enroscándolo en su extremo, en el otro extremo, el tubo es conectado con rosca a su cabeza, la cual consta de un obturador tipo válvula “ Check “, que ayuda a la muestra a quedar retenida dentro del tubo, al hincar el muestreador en el suelo comprime el aire encerrado en él; esté levanta el obturador que generalmente es una pelotita de hule la cual deja al descubierto los agujeros de escape por donde sale el aire, tan pronto sale éste, el obturador baja y sella la salida, garantizando el vacío en el interior del tubo y al quedar establecida la diferencia de presiones entre el exterior y el interior del tubo, se ayuda a que la muestra quede sujeta. De no existir este sistema de válvula la muestra se retendría solamente por la fricción contra las paredes del polietileno y por la trampa que lleva colocada la zapata en su interior la cual consiste de un resorte de lámina delgada en forma de canastilla.


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La cabeza del muestreador lleva una rosca interior para sujetarse a las tuberías de avance para profundizar la exploración. El hincado a golpes se efectúa utilizando el martinete de 64 kg de peso, con un agujero en el centro, por el cual pasan las tuberías de avance de perforación con el tubo liso en su extremo. El martinete tiene una cadena en forma de asa, de esta se ata un cable de manila que se acciona con el malacate. Una vez que la zapata del muestreador toca el fondo del pozo, el martinete se levanta 75 cm arriba del tope golpeador, que el sistema de brocas tiene en el tramo sobresaliente del pozo y se deja caer libremente. La energía que proporciona cada golpe es por lo tanto de 64 x 75 = 4,800 kg-cm, la gran utilidad de este método radica en las correlaciones ya tabuladas, que se han observado en diversos suelos que han permitido relacionar la compacidad y el ángulo de fracción interna en arenas y el valor de la resistencia a la compresión simple en arcillas, con el número del golpes necesarios para hincar 30 cm el penetrómetro especificado.

• Método de rotación o barril giratorio Consiste en penetrar por medio de rotación un muestreador especial, que es acoplado en la parte inferior a una broca diseñada para cortar diferentes clases de materiales; todo depende directamente del tipo de material por explorar. El avance es logrado mediante la rotación a altas velocidades y a una presión vertical ejercida de la maquinaria sobre la tubería de perforación. El agua es usada para sacar el material molido así como también para enfriar la broca. Este método generalmente es usado para masas rocosas o materiales cementados; y se les denomina barriles a los muestreadores para roca, existiendo gran variedad de estos tipos en diferentes diámetros. Existen tres tipos de barriles; el sencillo, el doble y el triplex se fabrican en diferentes diámetros y longitudes, de 5, 10 y 15 pies.

• Características del barril giratorio Del barril doble existen dos clases una de ellas, los tubos giran simultáneamente y en la otra lo hacen en forma independiente, a este último se le nombra tipo SWIVEL y es el que da mejores resultados. Como medida de protección del barril a la abrasión y permitir que gire más libremente, entre la broca y éste, es acoplada una rima de Tugsteno o de diamantes industriales. Para las diferentes clases de roca hay que elegir la broca adecuada existen por naturaleza rocas fisuradas, se deberán emplear brocas con diamantes pequeños. El ademe lleva además en su extremo una roca, un poco más delgada que el barril, con objeto de aumentar el diámetro de la perforación hasta el ademe mismo la que se denomina con el nombre de zapata. Otro accesorio importante del barril son las trampas, que son colocadas con objeto de evitar que salgan las muestras y constan de resortes metálicos llamados “Core Lifters 2”.


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• Tubo Denisson Es usado para materiales cohesivos duros consta de: barriles dobles coaxiales, el tubo exterior tiene en el extremo una zapata dentada de carburo de tungsteno, que cuando gira corta el material (trabaja en rotación y a presión); el tubo interior lleva una zapata lisa que corta la muestra a presión y está montado en baleros de tal forma que el tubo exterior puede girar y el interior permanece fijo. Dentro del tubo interior, se aloja una camisa de pared delgada donde es retenida la muestra y recibe el nombre de Tubo Denisson. Este método es útil solamente para obtener muestras inalteradas de materiales cohesivos, localizados abajo del nivel freático, ya que arriba de éste último el agua que se utiliza indispensablemente es para la limpieza del pozo y para el enfriamiento de la herramienta, por que se puede alterar el contenido natural de agua y como consecuencia perturbar las propiedades mecánicas de la muestra.

• Tubo de pared delgada “Shelby” Con este se obtienen muestras inalteradas, consiste en hincar en el suelo a presión estática, un muestreador metálico de pared delgada. Es imposible obtener muestras consideradas totalmente inalteradas, puesto que al extraerlas se origina un cambio en su estado natural de esfuerzos. La alteración producida por el muestreador está en función de la forma como se hinca en el suelo y de las dimensiones del mismo; mientras más delgadas son las paredes del tubo, menor es la alteración inducida.

• Características del muestreador

Se le da el nombre de “Tubo Shelby“ al muestreador utilizado para recuperar muestras inalteradas de suelos blandos cohesivos o estructurados, como las arcillas y limos arcillosos; consta de un tubo de pared muy delgada fabricada con lámina de acero del número 18, sin costuras, cuyas dimensiones mas usadas varían en: 2 ½ , 4” diámetros y 90 cm de largo. Este muestreador penetra a presión con empuje rápido y uniforme, la lámina delgada garantiza que la alteración a la muestra es mínima. En materiales mas consistentes donde el hincado se dificulta se utiliza un tubo de calibre mas grueso siempre y cuando se cumplan con las especificaciones del método. El Tubo Shelby se une a una cabeza por medio de tornillos y opresores tipo “allén” y esta cabeza se conecta a las barras de perforación. Este muestreador se emplea en arcillas y limos más no en gravas y boleos puesto que impiden el paso del tubo e inclusive lo dañan, como carece de trampas para detener la muestra es útil solo para material cohesivo y que la cabeza trabaje correctamente o habrá riesgo de perderla. Es inevitable la alteración del suelo, sobre todo en zonas de la periferia de la muestra, la alteración provocada, esta en función de las dimensiones del tubo, mientras más delgadas son sus paredes, menor es la alteración. Para el diseño de muestreadotes se procura que esta relación no exceda del 10 al 15%, otra condición que rige es que las paredes del muestreador no rebase del 3 al 4 % el diámetro exterior del tubo. El principal cuidado es el de no dejar oxidar


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el tubo para evitar mayor alteración de las muestras. Con este método se debe ademar, limpiar o lavar el pozo para evitar caídos de material a lo largo de toda la sección; los materiales acumulandos en el fondo del pozo al penetrar el tubo los recoge y se empaca, esto se conoce como muestra remoldeada, se identifican con facilidad por la falta de estructura, muestra bofa y de varios colores, localizadas hay que desecharla de inmediato para evitar errores. 2.4.2 Exploración indirecta Los Métodos Indirectos. Están basados en las características físicas, hidráulicas o mecánicas de los suelos; nos proporcionan datos “sin la obtención de muestras” por lo general estos métodos son rápidos y sus datos son confiables a continuación se mencionan los siguientes. MÉTODOS GEOFÍSICOS Los métodos geofísicos consisten en determinar las variaciones en las características físicas de las diferentes capas de suelo o roca que se manifiestan a partir de solicitaciones exteriores o mediante fenómenos físicos; son más rápidos y económicos que los sondeos con barrenación como aplicación en la Ingeniería Civil; estos métodos son recomendables para el reconocimiento de grandes áreas como son: vasos de presas, bancos de préstamos, la gran desventaja de estos métodos es que no detectan propiedades del suelo tales como el contenido de humedad y la resistencia al corte, entre otras.

a) Método Sísmico

Para la aplicación de este método existen dos técnicas, la reflexión y la refracción sísmica, estos tipos de exploración son muy similares, además son casi idénticos los instrumentos empleados el fundamento y disposición; estas técnicas se basan en la velocidad de propagación de las ondas sísmicas a través de diferentes capas de materiales, consiste en provocar una pequeña explosión de dinamita próxima a la superficie y dentro del área de exploración se instalan registradores de ondas (Geófonos) separados entre sí a distancias determinadas. Los geófonos captan la vibración amplificada y la transmiten a un oscilógrafo central, que marca varias líneas una para cada geófono. Con los datos recabados se construye una gráfica, que relaciona la distancia del geófono al punto donde se provocó la perturbación, con el tiempo que tarda el geófono en registrar la onda. Al construir la gráfica se obtienen datos que permite calcular las propiedades de las distintas formaciones del subsuelo.

b) Método de Resistividad eléctrica. Las técnicas geofísicas destinadas a detectar las propiedades eléctricas de las rocas, como son la resistividad y conductividad son varias. Este método se emplea para determinar las variaciones laterales y verticales de la conductividad en el interior del suelo y es utilizado con frecuencia para medir la profundidad a la que se encuentra la roca firme, debido al gran contraste entre esta y los materiales no consolidados que la cubren.


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La resistividad eléctrica se mide colocando cuatro electrodos alineados a distancias iguales en la superficie por analizar. Los dos electrodos exteriores se conectan a una batería y los interiores a un potenciómetro, que mide la diferencia de potencial de la corriente que circula. En los limos saturados, la resistividad es baja y en rocas duras o grava suelta es alta. El nivel freático se localiza con bastante precisión por medio de este método.

c) Método Magnético Es el más rápido y simple; sin embargo su aplicación es limitada, la prospección magnética determina las variaciones del campo magnético terrestre atribuibles a cambios de estructura magnética de algunas rocas sedimentarias, presentan en general, una susceptibilidad muy pequeña en comparación con las ígneas o metamórficas, en la actualidad este método se realiza con instrumentos montados en aviones.

d) Método Gravimétrico

En este método se miden las pequeñísimas radiaciones que ejerce sobre las rocas la atracción gravitatoria. Los diferentes tipos de rocas tienen densidades variables y las más densas ejercen mayor atracción gravitacional; ejemplo: si las rocas más densas están arqueadas hacia arriba formando una elevación estructural tal como un anticlinal, el campo gravitatorio terrestre será mayor sobre el eje de la estructura que a lo largo de sus flancos. Para detectar las variaciones es necesario contar con instrumentos extremadamente sensibles y los gravímetros modernos permiten descubrir variaciones de la gravedad hasta de un cien millonésima del campo terrestre. En la zona de los portales de entrada se realizaron tendidos de refracción sísmica (TRS): dos se ubicaron sobre los ejes de los túneles en dirección NE-SW y otro transversal a estos, en dirección E-W; los tendidos restantes se hicieron con rumbo E- W, a una distancia del orden de 50 m del eje del túnel 1 hacia margen derecha. En la zona de portales de salida se ejecutaron tres tendidos, dos de ellos en la misma dirección a los ejes de los túneles (E-W) y el tercero transversal a los mismos NE-SW. Para complementar el estudio geofísico, en ambas zonas de los portales, se efectuaron sondeos eléctricos verticales, para determinar los valores de resistividad eléctrica de los materiales geológicos. Los planos 3 y 4 muestran los trabajos de exploración indirecta de los portales de entrada y salida respectivamente, en la Tabla 9 se presentan los resultados obtenidos de la correlación con los materiales geológicos, la clasificación y las características físicas relevantes.


30

Tabla 8. Datos y características de los barrenos de exploración Barreno Profundidad

total Litología Recuperación % RQD % Calidad de Roca

SD-1 144.70 TicU3 99.00 43.33 Mala SD-9 72385 TicU3 95.00 34.67 Mala

73.550 TicU3 70.00 25.83 Mala SD-17 2.00 TicU2 95.00 90.00 Buena SD-39 50.30 TicU3 46.00 <25 Muy mala SD-41 46.30 TicU3 98.00 34.16 Mala

145.30 TicU3 97.00 59.50 Regular MI-5 31.00 TicU2 90.00 39.25 Mala Qlp

TicU3 MI-7 51.45 TicU2

87.00 51.00 Regular

MI-14 120.00 TicU3 99.00 40.00 Mala Qdt

TicU3 89

TicU2 MI-26 50.50

TicU2 97.00 60.00 Regular

Qdt MI-28 65.40 TicU3 94.00 80.00 Buena

Qdt MI-29 53.50 TicU3 100.00 45.00 Mala

Qdt MI-30 66.10 TicU3 91.00 67.00 Regular

Qdt

TicU2

TicU3 MI-31 78.50

TicU2

95.00 41.00 Mala

MI-34 85.40 TicU3 97.30 51.00 Regular Qdt 43.00

MI-35 50.50 TicU2 74.00 17.00 Muy mala

Qdt 36.00 MI-36 69.00 TicU2 86.00 35.00 Mala

TicU3 MI-37 85.00 TicU2 60.00 17.00 Muy mala

Qdt 68.00 Qb 99.00 T2 28.00

TicU2 MI-38 61.65

TicU2 97.00

50.50 Regular

Qdt 18.00 Qb 72.00 T2 50.00

TicU2 MI-39 64.40

TicU2 92.00

28.00 Mala

TicU3 MI-40 96.20 TicU2 65.00 11.00 Muy mala

Qlp 72.00 T2 50.00 BTS-1 75.45

TicU3 92.00 43.00 Mala

Qlp 100.00 - - Qdt 80.00 12.00 Muy mala BTS-2 73.30

TicU3 95.00 67.00 Regular


31

Tabla 9. Características de las líneas de geofísica localizadas en los portales de entrada yy salida

Tipo de Roca

Subunidad geofísica

Velocidad (km/s)

Resistividad(Ωm)

Espesor (m)

Calidad de roca estimada Características

Correlación geológica-geofísica en la zona de los portales de entrada

Materiales no consolidados

U1b 0.39-1.90 13-733 Hasta 23 - Depósito de talud, lacustres pumicíticos y paleoaluviales

U2a

0.90

278

Hasta 8

Muy mala

Roca intemperizada muy fracturada. Zona descomprimida Basalto

U2b

2.50

75-160

Hasta 20 Regular a buena Roca fracturada

Ignimbritas (TicU3) U4a 0.96 335 Hasta 5 Mala

Roca alterada muy fracturada. Zona descomprimida

Ignimbritas (TicU2 y TicU3)

U4b’ 1.80 - 2.20 105 -320 No determinado Mala a regular Roca fracturada

parcialmente alterada Ignimbritas

(TicU2 y TicU3)

U4b’ 2.60 34 – 167 No determinado Regular a Buena Roca fracturada

Correlación geológica-geofísica en la zona de los portales de salida

U1b

0.40- 1.10 28 - 500 Hasta 15 m - Materiales no

consolidados U1c 1.00- 1.20 7 - 300 Hasta 22 -

Depósitos de talud, lacustres, pumicíticos y

paleoaluviales

U2a 0.40 – 2.30 95 - 117 Hasta 7 mala Roca intemperizada muy

fracturada. Zona descomprimida

Basalto

U2b 2.60 - 2.70 20 Hasta 12 Regular a buena Roca fracturada Ignimbritas

(TicU2 y TicU3)

U4b’ 2.40 1500 No determinado Mala a regular Roca fracturada

parcialmente alterada Ignimbritas

(TicU2 y TicU3)

U4b 2.60 – 2.70 175 – 3078 No determinado Regular a Buena Roca fracturada

2.5 TRABAJOS DE LABORATORIO Del material recuperado de los barrenos exploratorios y la profundidad por la que atraviesan los túneles, se seleccionaron núcleos representativos del macizo rocoso con la finalidad de determinar las siguientes propiedades índice y mecánicas. - Determinación del contenido de agua - Determinación del peso volumétrico, al ambiente y saturado. - Determinación del índice de alteración. - Determinación del índice de absorción. - Resistencia a la compresión simple, - Determinación del módulo de deformabilidad (Et50).


32

Los ensayes se realizaron con base en los procedimientos internos de Laboratorio de Mecánica de Rocas, de La Comisión Federal de Electricidad, los cuales están apegados a las normas ASTM (American Society for Testing of Materials) e ISRM (International Society for Rock Mechanics). Referencia 3. En la tabla 10 se presentan datos y resultados obtenidos de las muestras ensayadas, que se agruparon por unidad litológica. 2.5.1 PROPIEDADES DE LA ROCA INTACTA Los valores promedio obtenidos de las pruebas índices y mecánicas de las distintas unidades litológicas se describen a continuación: 2.5.1.1 Ignimbritas de la Unidad TicU2 Peso volumétrico seco y saturado de 23.23 y 24.06 kN/m3, respectivamente; contenido de agua después de la saturación de 4.44%; índice de alteración de 3.95%; índice de absorción de 4.49 %; resistencia a la compresión simple en condiciones saturadas de 54.24 MPa y un módulo de deformabilidad (Et50) de 25 000 MPa. De acuerdo con la clasificación ingenieril propuesta por Deere y Miller “referencia 4”, las muestras ensayadas se clasifican como rocas de baja a media resistencia y módulo relativo medio. Figura 9. 3.1.2 Ignimbritas de la Unidad TicU3 Peso volumétrico seco y saturado de 22.38 y 23.54 kN/m3, respectivamente; contenido de agua antes de la saturación (ambiente) de 0.73 %, y después de la saturación de 3.21 %; índice de alteración de 4.18%; absorción de 4.51 %; resistencia a la compresión simple en muestras no saturadas de 141.31 MPa y en muestras saturadas de 116.69 MPa; módulo de deformabilidad Et50 promedio de 39 000 MPa. Estos resultados permiten clasificar a las ignimbritas TicU3 como rocas de resistencia media y módulo relativo medio como lo muestra la figura 9. Como puede observarse; los resultados de las pruebas índice indican que ambas unidades tienen propiedades muy parecidas; sin embargo, las propiedades mecánicas sí reflejan una diferencia en cuanto a su resistencia, siendo más resistentes las rocas de la Unidad TicU3.


33

cσ

L

HM

Nota:

TicU3TicU2

Muestras saturadas

L = Modulo relativo bajo (<200)M = Modulo relativo medio (200 - 500)H = Modulo relativo elevado (>500)

Simbologia:

2Resistencia a la compresion simple (kg/cm )

25

Mód

ulo

de Y

oung

Et

( kg/

cm x

10

)

1(Deere y Miller )COMPRESION SIMPLE Y SU MODULO DE ELASTICIDAD

CLASIFICACION DE LA ROCA INTACTA EN FUNCION DE SU RESISTENCIA A

Resistenciamuy alta

Resistalta

Resistmediabaja

ResistResistencia muy baja

ABCDE

100

10

1

0.1100010010 10000

Figura 9. Clasificación ingenieril propuesta por Deere y Miller


34

Altura Rc Amb. Rc Sat. Et50 Amb. Et50 Sat.

(cm) (kN/m³) (kN/m³) (%) (%) (%) (%) (MPa) (MPa) (MPa) (MPa)

MI-35 40.70 TicU2 7 4.73 12.86 2.7 24.42 23.74 3.08 61.97 30031.00

MI-36 46.85 TicU2 9 4.75 12.50 2.6 23.83 22.86 4.86 4.18 4.69 31.55 18434.0033.00 TicU2 10 4.70 12.92 2.7 24.13 23.35 5.40 10.18

30.35 TicU2 14 4.73 13.52 2.9 22.96 22.07 4.75 50.7368.50 TicU2 13 4.74 12.10 2.6 24.13 23.45 3.76 3.58 4.39 28.19

40.20 TicU2 15 4.74 12.90 2.7 23.94 23.15 4.30 4.08 4.39 93.6747.77 TicU2 16 4.74 12.15 2.6 25.11 24.23 4.45 103.40 26811.00

promedios: 24.07 23.26 4.37 3.95 4.49 54.24 25092Valor máximo: 25.11 24.23 5.40 4.18 4.69 103.40 30031Valor mínimo: 22.96 22.07 3.08 3.58 4.39 10.18 18434

Desviación estándar : 0.65 0.68 0.76 0.32 0.17 34.59 5987Coeficiente de variación (%) : 2.69 2.94 17.45 8.14 3.86 63.77 23.86

Altura Rc Amb. Rc Sat. Et50 Amb. Et50 Sat.

(cm) (kN/m³) (kN/m³) (%) (%) (%) (%) (MPa) (MPa) (MPa) (MPa)

MI-5 TicU3 4.74 13.69 2.9 23.64 22.66 4.83 0.88 131.74 117.13 30169.87 28865.14

MI-19 TicU3 4.73 13.81 2.9 23.94 23.05 4.26 0.58 150.88 112.03 39257.17 37581.03

MI-34 84.40 TicU3 6 4.74 12.82 2.7 23.35 22.45 4.34 4.18 4.51 133.98

31.50 TicU3 1 4.71 11.89 2.5 - 22.37 0.51 86.99 37497.0040.20 TicU3 2 4.73 12.90 2.7 23.25 22.17 5.36 53.04 30031.00

34.00 TicU3 3 4.75 12.74 2.7 - 21.78 0.73 149.4044.3 TicU3 4 4.75 12.59 2.7 - 22.17 0.45 163.03 40750.0066.3 TicU3 5 4.75 12.83 2.7 23.54 22.37 5.23 117.92 59557.00

promedios: 23.54 22.38 3.21 0.73 4.18 4.51 141.31 116.69 34713.52 39047Valor máximo: 23.94 23.05 5.36 0.88 4.18 4.51 150.88 163.03 39257 59557Valor mínimo: 23.25 21.78 0.45 0.58 4.18 4.51 131.74 53.04 30170 28865

Desviación estándar : 0.27 0.37 2.23 0.21 13.53 34.79 6426 11073Coeficiente de variación (%) : 1.14 1.67 69.34 29.06 9.58 29.82 18.51 28.36

γr sat. peso volumétrico saturado Rt Amb. resistencia a la tensión indirecta, en estado ambiente

γr Amb. peso volumétrico ambiente Rt Sat. resistencia a la tensión indirecta, en estado saturado

ω Amb. contenido de agua de la roca en estado ambiente i = Alteración

ω Sat. contenido de agua de la roca después de la saturación a = Absorción

Rc Amb. resistencia de la roca en compresión simple, en estado ambiente

Rc Sat. resistencia de la roca en compresión simple, en estado saturado

Et50 Amb. módulo de deformabilidad tangente al 50% de Rc, en estado ambiente

Et50 Sat. módulo de deformabilidad tangente al 50% de Rc en estado saturado

TIPO DE ROCA NO. MUESTRA

DIMENSIONES DE LAS PROBETAS a

Compresión simple

Diámetro Prom (cm)

Relación de esbeltez

γr Sat.

PROPIEDADES ÍNDICE PROPIEDADES MECÁNICAS

SONDEO PROFUNDIDAD

P. H. El Cajón, Nayarit.

Tipo de roca: Ignimbrita ( TicU2 y TicU3) zona del túnel

NO. MUESTRA

γr Sat. γr Amb. aω Sat.Compresión simple

i

Tabla 10 Propiedades índice y mecánicas de la roca intacta

PROPIEDADES ÍNDICEDIMENSIONES DE LAS PROBETASDiámetro

Prom (cm)Relación de

esbeltezSONDEO ω Amb.

PROPIEDADES MECÁNICAS

PROFUNDIDAD TIPO DE ROCA

BTS-2

BTS-1

MI-37

MI-38

γr Amb. ω Sat. ω Amb.

SIMBOLOGÍA

i

CAPÍTULO 3. INTERPRETACION DE RESULTADOS

35

3. INTERPRETACIÓN DE RESULTADOS DE CAMPO Y LABORATORIO

3.1 CARACTERÍSTICAS DEL MACIZO ROCOSO La información geológica derivada de los levantamientos realizados en superficie y los resultados de las exploraciones geológicas y geofísicas permitieron determinar las propiedades del macizo rocoso, que en forma global se describen a continuación: 3.2.1 Zona geológica de los portales de entrada de ambos túneles Superficialmente existen depósitos de talud (Qdt) que alcanzan espesores del orden de 20 m, con velocidades de onda compresional de 0.44 a 0.96 km/s. Subyaciendo a estos materiales se encuentra un basalto fracturado (Qb) que tiene un espesor variable de 8 a 26 m, el cual se reduce en espesor hacia el interior del macizo rocoso, las velocidades de onda compresional en esta roca alcanzaron valores hasta de 2.50 km/s; por debajo de los basaltos se encuentra un horizonte de 3 a 4 m constituido por conglomedos de buena calidad. Por debajo de estos materiales se localiza la unidad litológica TicU2 la cual se encuentra fracturada, con valores del RQD que varían de 17 a 45 % “rocas de muy mala a mala calidad, “referencia 5”, con geofísica se determinaron velocidades de onda compresional de 1.8 a 2.7 km/s, que clasifican a este material como una roca compacta, fracturada, y alterada “referencia 6”. En esta formación es donde se hará la mayor parte de las excavaciones para la construcción de los portales de entrada. En el plano 5 se presentan los perfiles longitudinales de los túneles de desvío y de los portales de entrada. 3.1.2 Trayectoria de los túneles Durante las excavaciones de los túneles se cortarán dos unidades litológicas, cuyas características y propiedades en el entorno donde se efectuarán las excavaciones son las siguientes: Desde los portales de entrada hasta el cadenamiento 0+250 (aproximadamente), se cortará a la Unidad TicU2, la cual presenta características muy similares a las descritas en la zona de los portales (roca fracturada de mala calidad). A partir del cadenamiento 0+250 y hasta los portales de salida las excavaciones cortarán a las ignimbritas de la Unidad TicU2 y TicU3 la cual presenta un RQD del 57 % en promedio que la clasifican como una roca de regular calidad, las velocidades de onda compresional en esta unidad reportan valores que van de 2.5 a 3.5 km/s. Cabe mencionar que la calidad de roca de ambas unidades se reduce significativamente en las zonas donde se intercepta con estructuras geológicas, como las indicadas en la tabla 6. En estas zonas los valores de RQD se reducen notablemente a menos de 25%, e incluso llegan a ser nulos, en estas zonas es donde se pronostican problemas importantes de inestabilidad.


36

3.1.3 Zona de los portales de salida de ambos túneles Superficialmente se encuentran depósitos de talud (Qdt) con espesores máximos de 6 m, y en menor proporción basaltos (Qba) de 15 m como máximo, cuyas características son similares a las encontradas en la zona de los portales de entrada; subyacente a estos materiales se encuentra la ignimbrita de la Unidad TicU3, la cual tiene valores del RQD que fluctúan entre 43 y 67% (rocas de mala a regular calidad) y velocidad compresional promedio de 2.70 km/s. La mayor parte de las excavaciones quedarán comprendidas en esta unidad litológica. 3.2 ÍNDICE DE CALIDAD DE LA ROCA DE DEERE En 1964 Deere propuso un índice cuantitativo de la calidad de la roca, basado en la recuperación de núcleos de perforación de diamante. Este índice de calidad de roca lo denominamos “Rock Quality Designation” (RQD); se ha usado en todas partes y se ha comprobado que es muy útil en la clasificación de los macizos rocosos para la selección del refuerzo para los túneles. El RQD se define como el porcentaje de núcleos que se recuperan en piezas enteras de 100 mm o más, del largo total del barreno. Por lo tanto:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

mmenbarrenodelLongitudmmdemayoresnúcleoslosdeLongitud(%)RQD 100100

Deere propuso la siguiente relación entre el valor numérico RQD y la calidad de la roca desde el punto de vista de la ingeniería, tabla 11.

Tabla 11. Relación entre valor numérico y calidad de la roca RQD Calidad de la roca <25% Muy mala

25-50% Mala 50-75% Regular 75-90% Buena

90-100% Muy buena

3.2.1 Clasificación CSIR de macizos rocosos fisurados No existe clasificación sencilla alguna que pueda dar alguna idea del comportamiento complejo de la roca que rodea una excavación. Por lo tanto es necesario la combinación de factores como el RQD, la influencia de rellenos arcillosos y la alteración. Bieniawski (del South African Counsil for Scientific and Industrial Research CSIR), propuso una clasificación de este tipo. Esta clasificación se estudiara con algo de detenimiento ya que es una de las dos mas recomendadas por los Autores Evert. Hoek y Edwin. T. Brown, para el diseño preliminar de excavaciones subterráneas.


37

Bieniawski propone en la clasificación de un macizo rocoso fisurado se debe considerar lo siguiente: 1.- Dividir el macizo en grupos de comportamiento parecido 2.- Proporcionar una buena base para comprender las características del macizo. 3.- Facilitar la planeacion y el diseño de estructuras de la roca al proporcionar datos cuantitativos que se necesitan para la solución de problemas de ingeniería, y 4.- Proporcionar una base común de comunicación efectiva para todas las personas interesadas en un problema de geomecánica. La Clasificación Geomecánica del SCIR consiste básicamente en considerar 5 aspectos: 1.- Resistencia de la roca inalterada: Bieniawski emplea la clasificación de la resistencia a la compresión uniaxial de la roca que proponen Deere y Miller que se señala en la tabla 12. 2.- RQD: Índice de calidad de roca según Deere. 3.- Espaciamiento de discontinuidades: en general, el término discontinuidad se aplica a fisuras, fallas, planos de estratificación y otro plano de debilidad. De nuevo Bieniawski utiliza la clasificación propuesta por Deere señalada en la tabla 13. 4.- Estado de las fisuras: este parámetro toma en cuenta la separación o abertura de las discontinuidades, su persistencia, rugosidad de los planos, el estado de las paredes (duras o blandas) y la presencia de relleno. 5.- Condiciones de agua subterránea: se ha hecho un intento en medir la influencia del flujo de aguas subterráneas sobre la estabilidad de excavaciones, en términos del gasto que se infiltra en la excavación; de la relación que existe entre la presión del agua en las discontinuidades y el esfuerzo principal general, o con alguna observación cualitativa general relacionada con el agua subterránea. La forma en la que estos parámetros se han incorporado en la Clasificación Geomecánica CSIR para macizos fisurados, se muestra en la parte A de la tabla 14. Bieniawski reconoció que cada parámetro no necesariamente contribuye de igual manera al comportamiento del macizo. Cierto número de puntos o una valoración se otorga a cada serie de valores de cada parámetro y se llega a una evaluación general del macizo al sumarse la evaluación de cada uno de los parámetros. Esta valuación general necesita un ajuste por el concepto de la orientación de las fisuras ò que se logra cuando se aplican las correcciones que señala la parte B de la tabla 14. En la tabla 15 se da una explicación de los términos descriptivos usados para este fin. La parte C de la tabla muestra la clasificación y la descripción del macizo rocoso según las valuaciones totales. En la parte D de la tabla se da una interpretación de estas evaluaciones en términos de tiempo de sostén para excavaciones subterráneas y los parámetros de resistencia esperados para el macizo rocoso. Bieniawski ha relacionado su valuación del macizo rocoso (o marcador total de la valuación del macizo) con el tiempo de soporte de un claro activo sin ademe como lo propuso originalmente Lauffer. La relación de referencia se señala en la figura10.


38

Tabla 12. Clasificación de la resistencia de roca inalterada de Deere y Miller

Resistencia a la compresión uniaxial Descripción lfb/pulg2 Kgf/cm2 Mpa ejemplo de roca

característica Resistencia muy baja 150-3500 10-250 1-25 Yeso, sal de roca Resistencia baja 3500-7500 250-500 25-50 Carbón, limonita, esquisto Resistencia media 7500-15000 500-1000 50-100 Arenisca, pizarra, lutita Resistencia alta 15000-30000 1000-2000 100-200 Mármol, granito, gneis

Resistencia muy alta >30000 >2000 >200 Cuarcita, dolerita, gabro, basalto

Tabla 13. Clasificación de Deere para el espaciamiento de fisuras Descripción Espaciamiento de fisuras Apreciación de la roca

Muy separado >3 > 10 pie Sólida Separado 1 m a 3 m 3 pie a 10 pie Masiva Medianamente cerca 0.3 m a 1 m 1 pie a 3 pie Bloque junteados Cerca 50 mm a 300 mm pulg a 1 pie Fracturada Muy cerca < 50 mm < 2 pulg Triturada y molida

Tabla 14. Clasificación Geomecánica CSIR de macizos de roca fisurada A. Clasificación de los parámetros y su evaluación

Parámetros Escala de valores Índice de la carga de punta

> 10 Mpa

4-10 Mpa

2-4 Mpa

1-2 Mpa

Para esta escala tan baja se prefiere la prueba de la resistencia a la compresión uniaxial

Resistencia de la roca inalterada

Resistencia ala comp. uniaxial

>250 Mpa

100-250 Ma

50-100 Mpa

25-50 Mpa

10-25 Mpa

3-10 Mpa

1-3 Mpa

1

Valuación 15 12 7 4 2 1 0 Calidad de corazones explosión, RQD

90 - 100% 75 - 90% 50 – 75% 25 – 50% < 25% 2

Valuación 20 17 13 8 3 Espaciamiento de juntas > 3 m 1 - 3 m 0.3 – 1 m 50 – 300 mm < 50 mm 3

Valuación 30 25 20 10 5 Estado de las fisuras Superficies

muy rugosas, sin continuidad, sin separación. Paredes de roca dura

Superficies algo rugosas, separación <1mm paredes de roca dura

Superficies algo rugosas. Separación <1mm paredes de roca suave

Superficies pulidas o relleno <5mm. Esp. o fisuras abiertas 15 mm fisuras continuas

Relleno blando < 5 mm o fisuras abiertas < 5mm fisuras continuas

4

Valuación 25 20 12 6 0 Cantidad de infiltración

Ninguna < 25 litros/min 25-125litros/min >125 litros/min

Presión de agua o en la fisura

Rela-ción

Esfuerzo principal mayor

Cero

0.0-0.2

0.2-0.5

>0.5

Aguas subte-rráneas

Situación general Totalmente seco Solo húmedo (agua de intersticios)

Ligera presión de agua

Serios problemas de agua

5

Valuación 10 7 4 0

CA

PITU

LO 3. IN

TER

PRE

TAC

ION

DE

RE

SU

LTAD

OS

.

39

B. Ajuste En la evaluación por orientación de fIsuras. Orientacion de rumbo y echado de las fisuras

Muy favorable Favorable Regular Desfavorable Muy desfavorable

Túneles 0 -2 -5 -10 -12 Cimentaciones 0 -2 -7 -15 -25

Valuación

Taludes 0 -5 -25 -50 -60

C. Clasificación de las rocas según el total de valuación Valuación 100-81 80-61 60-41 40-21 <20 Clasificación I II III IV V Descripción Muy buena roca Buena roca Roca regular Roca mala Roca muy mala

D. Significado de la clasificación Clasificación No. I II III IV V Tiempo medio de sostén

10 años para claro de 5 m

6 meses para claro de 4 m

1 semana para claro de 3 m

5 horas para claro de 1.5 m

10 minutos para claro de 0.5 m

Cohesión de la roca Angulo de fricción de la roca

300 kg. kpa

>45°

200 – 300 kg. kpa

40 - 45°

150-200 kg. kpa

35 - 40°

100-150 kg.kpa

30 - 35°

<100kg.kpa

< 30°

Tabla 15. Efecto del rumbo y el echadote las fisuras en los túneles Rumbo perpendicular al eje de túnel

Penetración en el sentido del rumbo Penetración contra el rumbo Rumbo paralelo aleje de túnel

Echado 45-90° Echado 25-45° Echado 45-90° Echado 25-45° Echado 45-90° Echado 25-45°

Echado de 0-20° independiente al rumbo

Muy favorable Favorable Regular Desfavorable Muy desfavorable Regular Desfavorable

CA

PITU

LO 3. IN

TER

PRE

TAC

ION

DE

RE

SU

LTAD

OS

.

40


41

0.5 m

1 m

2 m

3 m4 m5 m6 m8 m

10 m

15 m

1 hora 10 10 10 10 102 3 4 5

TIEMPO DE SOSTEN (HORAS)

CLA

RO

SIN

AD

EME

(MET

RO

S)

0.5

1

2

3456

108

15

2010 30 1

MINUTOS10

HORAS1 2 3 5 12010

DIAS MESES2 34 5 10

AÑOS2 3 4 5 10 20

Rocamuymala

5

Roca mala4

3Roca regular

Roca buena2

1buenamuyRoca

Figura 10. Relación entre el tiempo de sostén de un claro de una excavación subterránea sin ademe y la Clasificación Geomecánica CSIR propuesta por Bieniawski 3.3.2 Clasificación geomecánica del macizo rocoso a lo largo de los túneles Con base a las propiedades de la roca intacta y de la geometría estructural, se realizó la clasificación geomecánica de la masa rocosa a todo lo largo de los túneles, utilizando el criterio propuesto por E. HOEK, que emplea el parámetro denominado como GSI por sus siglas en inglés (Geological Strength Index) ò Índice de Resistencia Geológica. Para este análisis se tomo en cuenta todos los valores que fueron analizados en todas la probetas realizadas en el laboratorio descritas en la tabla 8. Se utilizaron las tablas de clasificación geomecánica RMR 1989, de macizos de roca fisurada (Tabla 16). Para determinar la clasificación del macizo rocoso se consideran los siguientes parámetros: Espaciamiento de juntas de 50 – 300 mm con una superficie rugosa de separación <1mm, Agua intersticial en ambos túneles, se consideran los estados de fracturamiento de TICU2 y TICU3 descritos en la Tabla 6, los valores de resistencia a la compresión de la roca inalterada datos obtenidos de los ensayes de laboratorio que se describen en la Tabla 10 y por último los valores promedio de recuperación del RQD de acuerdo a los sondeos realizados a lo largo de los túneles que se describen en la Tabla 8.


42

Realizándose con todos los parámetros antes mencionados que son sustituidos en la tabla 14, en el inciso de orientación y rumbo de las fisuras se hacen las correcciones que van a depender si el rumbo es perpendicular al eje del túnel, si la penetración de la excavación es en el sentido del rumbo, o en contra del rumbo considerando los estados de fracturamiento de las unidades TicU2 y TicU3 descritos en la Tabla 6 así dándonos como resultado el RMR en la tabla 16 para el túnel 1, y la Tabla 17 para el túnel 2 en donde da una descripción de la clasificación de roca a lo largo de los túneles. (Ver tablas 16 y 17). Para determinar el RMR al GSI se utiliza la siguiente formula: GSI= RMR89-5 A partir del resultado de esta clasificación, se establecieron cuatro zonas geotécnicas las cuales se detallan en la Tabla 18, los resultados muestran valores del GSI que varían de 53 a 68 que clasifican al macizo rocoso como regular a de buena calidad. En el plano 5 se presentan los perfiles longitudinales de los túneles de desvío donde se muestra la zonificación geomecánica antes mencionada, sus parámetros asignados y las diversas estructuras geológicas. .

Tabla 16 a) Clasificación del macizo rocoso del túnel 1 Cadenamiento 0+095 a 0+250 TicU2 0+250 a 0+296 TicU2 0+296 a 0+400 TicU3 Característica Condición V Condición V Condición V Tipo de roca Ignimbrita muy fracturada Ignimbrita en bloques Ignimbrita en bloques Resistencia a la compresión 31.55 4 31.55 4 70.03 7 RQD 35 8 35 8 48 8 Espaciamiento en juntas 50-300 mm 10 50-300 mm 10 50-300 mm 10 Estado de las fisuras Superficie rugosa

Separación < 1 mm Roca dura

25 Superficie rugosa Separación < 1 mm

Roca dura


Roca dura

25

Agua subterránea Húmedo agua intersticial 10 Húmedo agua intersticial 10 Húmedo agua intersticial 10 Orientación, rumbo, y echado de las fisuras

Echado Echado Echado

22° Seudoestratificacion 82° S1A 82° S1B 70° S2A 70° S2B 75° S4

79° Falla P E3

-10 0 0 0 0

-12 -10


69° Falla P E4

-10 0 0 0 0

-12 -10

22° Seudoestatificacion 65° S1A 72° S1B 85° S2A 85° S2B 75° S3 72° S4

88° Falla 1 85° Falla IIA 60° Falla IIB

-10 0 0 0 -5 0 0 0 0 0

Clasificación de la roca Tipo III, roca regular 53 Tipo III, roca regular 53 Tipo III, roca regular 58

CA

PITU

LO 3. IN

TER

PRE

TAC

ION

DE

RE

SU

LTAD

OS

.

43

Tabla 16 b) Clasificación del macizo rocoso del túnel 1

Cadenamiento 0+400 a 0+600 TicU2 0+600 a 0+832.TicU3 Característica Condición V Condición V Tipo de roca Ignimbrita poco fracturada Ignimbrita salificada Resistencia a la compresión 31.55 4 70.03 7 RQD 35 8 43 8 Espaciamiento en juntas 50-300 mm 10 50-300 mm 10 Estado de las fisuras Superficie rugosa



Roca dura

25

Agua subterránea Húmedo agua intersticial 10 Húmedo agua intersticial 10 Orientación, rumbo, y echado de las fisuras

Echado Echado


88° Falla IIIA Contacto TicU2 y TicU3

65° Falla IIIB

-10 0 0 0 0 0

-12 -5 -10 -5


50° Falla IVA 72° Falla IVB

-10 0 0 0 -5 0 0 0 0

Clasificación de la roca Tipo III, roca regular 53 Tipo III, roca regular 58 Nota: En el espaciamiento de las discontinuidades se considero 50 a 300 mm y en el estado de las fisuras superficie rugosa separación < 1 mm en todas las secciones a lo largo de los dos túneles

44

CA

PITU

LO 3. IN

TER

PRE

TAC

ION

DE

RE

SU

LTAD

OS

.

Tabla 17 a). Clasificación del macizo rocoso túnel 2

Cadenamiento 0+098 a 0+250 TicU2 0+250 a 0+275 TicU2 0+296 a 0+400 TicU3 Característica Condición V Condición V Condición V Tipo de roca Ignimbrita muy fracturada Ignimbrita en bloques Ignimbrita en bloques Resistencia a la compresión 61.97 7 61.97 4 133.98 12 RQD 17 3 17 8 51 13 Espaciamiento en juntas 50-300 mm 10 50-300 mm 10 50-300 mm 10 Estado de las fisuras Superficie rugosa



Roca dura


Roca dura

25




-10 0 0 0 0

-12


79° Falla P E4

-10 0 0 -5 0 0

-12


88° Falla 4, falla III 1 85° Falla IIA, y IIB

60° Falla IIB

-10 0 0 0 -5 0 0 0 0 0

Clasificación de la roca Tipo III, roca regular 51 Tipo III, roca regular 52 Tipo II, roca buena 69

45

CA

PITU

LO 3. IN

TER

PRE

TAC

ION

DE

RE

SU

LTAD

OS

.

Tabla 17 b). Clasificación del macizo rocoso túnel 2

Cadenamiento 0+386 a 0+400 TicU2 0+400 a 0+600 TicU2 0+296 a 0+400 TicU3 Característica Condición V Condición V Condición V Tipo de roca Ignimbrita en bloques Ignimbrita en bloques Ignimbrita salificada Resistencia a la compresión 61.97 7 61.97 7 143.14 12 RQD 17 3 17 3 67 13 Espaciamiento en juntas 50-300 mm 10 50-300 mm 10 50-300 mm 10 Estado de las fisuras Superficie rugosa



Roca dura


Roca dura

25



22° Seudoestratificacion 82° S1A 82° S1B 70° S2A 70° S2B 70° S3 75° S4

-10 0 0 -5 0

0-12

22° Seudoestratificacion 82° S1A 82° S1B 70° S2A 70° S2B 70° S3 75° S4

80° Falla IIIA Contacto TicU2 y TicU3

80° Falla IIIA

-10 0 0 -5 0 0

-12 0

-10 0


50° Falla IVA 72° Falla IVB

-10 0 0

-12 -12 0 0 0 0

Clasificación de la roca Tipo III, roca regular 51 Tipo III, roca regular 51 Tipo II, roca buena 66

Nota: En el espaciamiento de las discontinuidades se considero 50 a 300 mm, y en el estado de las fisuras superficie rugosa separación < 1 mm en todas las secciones a lo largo de los dos túneles

46

CA

PITU

LO 3. IN

TER

PRE

TAC

ION

DE

RE

SU

LTAD

OS

.

Tabla No. 18. Zonificación geomecánica de la masa rocosa en el desarrollo de los túneles

Zona

Cadenamiento

Tipo de roca

Sistema

RMR

Índice de Resistencia

Geológica GSI

Observaciones

1

0+095(TD-1) y 0+098 (TD-2) a 0+250

Ignimbrita TicU2

51 a 53

46 a 48

Roca dura muy fracturada en los planos con espesor < 5 mm

2

0+250 a 0+400

Ignimbrita TicU2 y TicU3

58a 69

53 a 64

Cruce de fallas importantes cada 50 m

3

0+400 a 0+600

Ignimbrita TicU2 y TicU3

51 a 53

46 a 48

Roca dura poco fracturada

4

0+095 a 0+832 (TD-1) y 0+906 (TD-2)

Ignimbrita TicU3

58 a 66

53 a 61

Roca dura parcialmente silificada, poco fracturada

TD= TÚNEL DE DESVÍO

47

CA

PITU

LO 3. IN

TER

PRE

TAC

ION

DE

RE

SU

LTAD

OS

.

CAPÍTULO 4. ANÁLISIS Y DISEÑO GEOTÉCNICO DE LOS TÚNELES

48

4.-ANÁLISIS Y DISEÑO GEOTÉCNICO DE LOS TÚNELES Como se mencionó, los túneles de desvío se localizan en la margen izquierda del Río Santiago. Son de sección portal de 14 m de ancho y 14 m de altura; el trazo de estos túneles es paralelo, con una distancia entre ejes de 42 m; las longitudes y elevaciones de cada túnel se muestran en la Tabla 19.

Tabla 19 Longitudes y elevaciones Túnel 1 Túnel 2 Longitud (m) 734 811 Elevación de entrada (msnm) 223 227 Elevación de salida (msnm) 220.5 220.5 Elev. Máx. de descarga (río), en msnm 233.23 223.23

Bajo este arreglo, los túneles en su desarrollo alcanzaron una cobertura o techo de roca promedio del orden de 75 m, la máxima es de 157 m. Cada túnel cuenta con una lumbrera provisional, revestida de concreto, para alojar y operar los obturadores accionados por malacates estacionarios para el control del flujo de agua. Además, el túnel 2 se construyó de una lumbrera que servirá para el cierre final. Con base en las características geológicas, las propiedades físicas y mecánicas de las rocas, la geometría de los portales y la sección transversal de los túneles, se realizaron los siguientes análisis para diseñar los tratamientos de soporte y drenaje requeridos para la estabilización y protección de las excavaciones.

A) Análisis geológico estructural B) Análisis de esfuerzos C) Revisión por carga de roca

4.1. Análisis geológico estructural. Para el análisis geológico estructural, fue necesario tener presente algunos conceptos básicos, que se describe brevemente en los párrafos siguientes la teoría de los mismos y la aplicación en el análisis de los túneles de desvío. 4.1.1 La Técnica gráfica para la representación de los datos Importante para el análisis de túneles en roca es la recolección y presentación de los datos geológicos, de manera que resulten fáciles de evaluar e incorporar a los análisis de estabilidad. La experiencia ha demostrado que las proyecciones esféricas proporcionan un medio conveniente para presentar los datos geológicos. La proyección usada en este trabajo es la llamada de ángulos iguales o también conocida como proyección estereográfica de Wulff.


49

4.1.1.1 Proyección de ángulos iguales (Wulff). Consiste en representar la forma esférica de la tierra sobre una superficie plana, al adaptar esta proyección a la geología estructural, el trazo de planos sobre la superficie de una esfera de referencia se utiliza para definir los echados y las direcciones de echado de los planos. Hay que imaginar una esfera libre para moverse en el espacio, pero que no es libre para rotar en ningún sentido; en consecuencia, cualquier línea radial que una un punto sobre la superficie de la esfera con su centro tendrá una dirección fija en el espacio. Si se mueve ahora esta esfera de manera que el centro quede contenido en el plano considerado, el círculo mayor trazado por la intersección del plano con la esfera definirá únicamente la inclinación y la orientación del plano en el espacio, puesto que se proporciona la misma información en las partes superior e inferior de la esfera, sólo es necesario usar una de ellas y en la práctica de ingeniería, se usa el hemisferio de referencia inferior para presentar los datos. Para establecer la inclinación y la orientación del plano, además del círculo mayor se puede utilizar el polo del propio plano. El polo es un punto en el cual la superficie de la esfera es traspasada por la línea radial que es normal al plano, con el fin de comunicar la información proporcionada por el círculo mayor y por la posición del polo sobre la superficie del hemisferio de referencia inferior, se obtiene una representación bidimensional al proyectar la información sobre el plano horizontal o ecuatorial de referencia, el método de proyección se ilustra en la figura 11 mientras que la figura 12 muestra una estereored ecuatorial.

α

α

Figura 11. Método de Construcción de una proyección de áreas iguales.


50

Figura 12. Red estereográfica ecuatorial.


51

4.1.2 Representación gráfica de los fracturamientos En la margen izquierda del sitio, se identificaron cuatro sistemas principales de fracturas en cada unidad litológica (TicU2 y TicU3). Las fracturas en general se presentan cerradas y ocasionalmente abiertas con rellenos arcillosos, son rugosas, su continuidad es muy variable y su frecuencia fluctúa entre 1 y 4 fracturas por metro, por lo que puede catalogarse al macizo rocoso en esta margen como intensamente fracturado. Las orientaciones preferenciales y los echados que las fracturas presentan en cada una de las unidades litológicas, muestran cierta concordancia con los sistemas que predominan en la zona de la boquilla. En las tablas 16 y 17 se presentan las características de estos sistemas de fracturas, agrupadas por unidad litológica (TicU2 y TicU3). A continuación se describe el procedimiento para dibujar los sistemas de fracturamiento en la estereored: Considérense el siguiente plano de fracturamiento (S1B) con echado de 82° y dirección de echado 51°, a) Se traza el perímetro de la circunferencia de la red y se marca el punto norte, se mide la dirección del echado para el fracturamiento S1B, en sentido de las manecillas del reloj, a partir del norte y se marca esa posición en la circunferencia. b) Se gira la hoja hasta que la dirección del echado del fracturamiento S1B coincida con el eje este-oeste de la estereored; esto es, la hoja ha girado 39° con respecto al eje norte-sur en sentido de las manecillas del reloj, se miden 82° contados a partir del círculo exterior hacía el centro de la estereored, y se traza el círculo mayor que corresponde al plano del fracturamiento S1B cuyo echado es este ángulo. La posición del polo se encuentra al medir 90° del fracturamiento S1B, hacia el oeste de la estereored. El polo queda en la proyección de la línea que representa la dirección del echado, que en este caso coincide con el eje oeste-este de la red. Con el procedimiento antes mencionado se trazan todos los planos asociados a cada sistema de fracturamiento por unidad litológica, la figura 13 muestra estos planos para la unidad TicU2. La figura 14 muestra la representación gráfica de los sistemas de fracturamiento para la unidad litológica TicU3, además se indica la dirección del túnel.


52

Figura 13. Sistemas de fracturamiento en unidad TicU2


53

Figura 14. Sistemas de fracturamiento en la unidad TicU3.


54

4.1.3 Determinación de la cuña máxima de diseño. Con base en los sistemas de fracturamiento presentes, se llevo a cabo el análisis geológico estructural, por cada unidad litológica y para la dirección de túnel, se analizaron todas las combinaciones posibles de fracturas que permitieron definir la geometría de diferentes cuñas en cada unidad, tanto la bóveda, como en las paredes, y a todo lo largo de los túneles. Estos análisis se realizaron con apoyo en el programa unwedge, versión 1992-2000, el cual permite definir la geometría de la cuña, área, volumen, altura y evalúa el factor de seguridad de los bloques; emplea el método de equilibrio límite, el cual plantea una confrontación entre las fuerzas que se oponen al deslizamiento (resistencia al esfuerzo cortante en los planos de falla) y las que los propician (componente tangencial del peso propio del bloque); también determina el mecanismo probable de falla. Los análisis de equilibrio límite emplearon los parámetros de resistencia al esfuerzo cortante de las discontinuidades, obtenidos de las pruebas de corte directo que se realizaron en el laboratorio de mecánica de rocas de la CFE, (Informe de los túneles de desvío, referencia 7). El valor de la cohesión es de 2 t/m2 y el ángulo de fricción interna es de 25°. En las tablas 20 y 21 se muestran todas las combinaciones que forman las diferentes cuñas, para cada una de las unidades litológicas Ticu2 y Ticu3, en ellas se indica la posición de cuña (bóveda, pared NW / ó pared SE), además se incluye área, volumen y altura. Una vez concluidos los análisis, se procedió a revisar los resultados para determinar las cuñas que presentaron las condiciones más precarias de inestabilidad.

Tabla resumen de los sistemas de fracturamientos para la unidad TicU2 DIRECCION S 60° W γ : 2.45 T/m3. A = área de la cuña Smj3 = La cuña puede rotar sobre el plano 3

DIR ECHADO 0 C: 2.00 T/m2. V = volumen de la cuña Rj3 = La cuña rota sobre el plano 3 UNIDAD: TIC U2 Φ: 25° Z = Altura del vértice de la cuña MRJ1J3 = la cuña puede rotar sobre el plano 1 ó 3

SISTEMA BÓVEDA PARED NW PARED SE DIP DIP

DIR A V Z W Obs F.S A V Z W obs F.S A V Z W obs F.S

° ° M2. M3. M. T. M2. M3. M. T. M2. M3. M. T. S1A 82 70 S2A 70 270 S4 75 155

24.94

32.67

5.61

80

WF

0

27.32

18.74

4.99

46

MSJ3

0.64

14.74

6.58

3.91

16

MSJ1J2

6.60

S1A 82 70 S2A 70 270 S3 70 108

2.64

0.99

1.29

2.4

WF

0

14.37

16.42

4.11

40

MSJ3

2.30

8.42

7.56

3.41

19

MSJ1J2

6.70

S2A 70 270 S3 70 108 S4 75 155

3.01

0.51

0.98

1.3

WF

0

122

289

12.84

709

SJ3

0.43

S1B 82 51 S2A 70 270 S3 70 108

6.03

4.00

2.29

9.8

WF

0

10.96

7.47

2.58

18

MSJ1J3

2.20

7.89

4.64

2.34

11

MSJ1J2

4.14

S1B 82 52 S2A 70 270 S3 70 108

5.83

3.8

2.24

9.3

WF

0

11.06

7.71

2.62

19

MSJ1J3

2.20

7.92

4.75

2.38

12

MSJ1J2

4.19

S1B 82 53 S2A 70 270 S3 70 108

5.64

3.58

2.19

8.8

WF

0

11.16

7.96

2.68

19

MSJ1J3

2.20

7.96

4.87

2.42

12

MSJ1J2

4.25

S1B 82 54 S2A 70 270 S3 70 108

5.43

3.37

2.15

8.3

WF

0

11.26

8.22

2.73

20

MSJ1J3

2.19

7.98

4.98

2.46

12

MSJ1J2

4.31

S1B 82 55 S2A 70 270 S3 70 108

5.22

3.17

2.10

7.8

WF

0

11.36

8.48

2.79

21

MSJ1J3

2.19

8.01

5.10

2.50

13

MSJ1J2

4.38

S1B 82 56 S2A 70 270 S3 70 108

5.02

2.96

2.05

7.3

WF

0

11.46

8.76

2.85

21

MSJ1J3

2.19

8.05

5.23

2.55

13

MSJ1J2

4.45

S1B 82 57 S2A 70 270 S3 70 108

4.79

2.76

1.99

6.8

WF

0

11.55

9.04

2.91

22

MSJ1J3

2.19

8.07

5.36

2.60

13

MSJ1J2

4.53

S1B 82 58 S2A 70 270 S3 70 108

4.56

2.56

1.94

6.3

WF

0

11.65

9.34

2.97

23

MSJ1J3

2.19

8.10

5.49

2.64

13

MSJ1J2

4.62

Tabla 20 a). Combinaciones de los fracturamientos de la unidad TicU2.

55

CA

PITU

LO 4. A

NA

LISIS

Y D

ISE

ÑO

GE

OTE

CN

ICO

DE

LOS

TÚN

ELE

S



° ° M2. M3. M. T. M2. M3. M. T. M2. M3. M. T. S1B 82 59 S2A 70 270 S3 70 108

4.33

2.36

1.88

5.8

WF

0

11.75

9.65

3.04

24

MSJ1J3

2.20

8.13

5.63

2.69

14

MSJ1J2

4.72

S1B 82 60 S2A 70 270 S3 70 108

4.09

2.17

1.82

5.3

WF

0

11.84

9.97

3.11

24

MSJ1J3

2.20

8.16

5.77

2.75

14

MSJ1J2

4.83

S1B 82 61 S2A 70 270 S3 70 108

3.86

1.98

1.76

4.9

WF

0

11.94

10.32

3.18

25

MSJ1J3

2.20

8.19

5.19

2.80

15

MSJ1J2

4.95

S1B 82 62 S2A 70 270 S3 70 108

3.74

1.87

1.72

4.6

WF

0

12.22

10.85

3.27

27

MSJ1J3

2.21

8.22

6.07

2.86

15

MSJ1J2

5.08

S1B 82 63 S2A 70 270 S3 70 108

3.62

1.76

1.67

4.30

WF

0

12.50

11.41

3.35

28

MSJ1J3

2.22

8.24

6.23

2.91

15

MSJ1J2

5.22

S1B 82 64 S2A 70 270 S3 70 108

3.49

1.65

1.62

4.1

WF

0

12.77

12.01

3.44

29

MSJ1J3

2.23

8.27

6.40

2.98

16

MSJ1J2

5.37

S1B 82 65 S2A 70 270 S3 70 108

3.36

1.54

1.58

3.8

WF

0

13.04

12.64

3.54

31

MSJ1J3

2.25

8.29

6.57

3.04

16

MSJ1J2

5.73

S1B 82 66 S2A 70 270 S3 70 108

3.23

1.43

1.53

3.5

WF

0

13.31

13.31

3.65

33

MSJ1J3

2.26

8.32

6.75

3.11

17

MSJ1J2

5.93

S1B 82 67 S2A 70 270 S3 70 108

3.09

1.32

1.47

3.2

WF

0

13.58

14.02

3.75

34

MSJ1J3

2.27

8.35

6.93

3.18

17

MSJ1J2

6.16

S1B 82 68 S2A 70 270 S3 70 108

2.94

1.21

1.41

3.0

WF

0

13.84

14.77

3.87

36

MSJ1J3

228

8.37

7.13

3.25

17

MSJ1J2

6.42

S1B 82 69 S2A 70 270 S3 70 108

2.79

1.10

1.35

2.7

WF

0

14.11

15.56

3.99

38

MSJ1J3

2.55

8.39

7.34

3.33

18

MSJ1J2

5.46

S1B 82 51 S2A 70 270 S4 75 155

45.64

101.4

8.98

248

WF

0

21.05

11.18

3.78

27

MSJ3

0.67

14.74

5.91

3.24

14

MSJ1J2

3.97

S1B 82 52 S2A 70 270 S4 75 155

44.44

96.66

8.81

237

WF

0

21.22

11.39

3.83

28

MSJ3

0.67

14.72

5.93

3.27

15

MSJ1J2

4.03

Tabla 20 b). Combinaciones de los fracturamientos de la unidad TicU2.

56

CA

PITU

LO 4. A

NA

LISIS

Y D

ISE

ÑO

GE

OTE

CN

ICO

DE

LOS

TÚN

ELE

S.

Tabla 20 c). Combinaciones de los fracturamientos de la unidad TicU2.



° ° M2. M3. M. T. M2. M3. M. T. M2. M3. M. T.

S1B 82 53 S2A 70 270 S4 75 155

43.25

92.01

8.64

225

WF

0

21.39

11.61

3.83

28

MSJ3

0.66

14.72

5.96

3.27

15

MSJ1J2

4.10

S1B 82 54 S2A 70 270 S4 75 155

42.06

87.46

8.47

214

WF

0

21.57

11.83

3.94

29

MSJ3

0.66

14.71

5.99

3.33

15

MSJ1J2

4.17

S1B 82 55 S2A 70 270 S4 75 155

40.86

82.99

8.30

203

WF

0

21

12.05

3.99

30

MSJ3

0.66

14.71

6.02

3.36

15

MSJ1J2

4.25

S1B 82 56 S2A 70 270 S4 75 155

39.65

78.61

8.12

193

WF

0

21.93

12.28

4.04

30

MSJ3

0.66

14.70

6.05

3.40

15

MSJ1J2

4.34

S1B 82 57 S2A 70 270 S4 75 155

38.45

74.31

7.94

182

WF

0

22.11

15.52

4.10

31

MSJ3

0.65

14.70

6.08

3.43

15

MSJ1J2

4.43

S1B 82 58 S2A 70 270 S4 75 155

37.23

70.11

7.76

172

WF

0

22.30

12.76

4.15

31

MSJ3

0.65

14.70

6.12

3.46

15

MSJ1J2

4.52

S1B 82 59 S2A 70 270 S4 75 155

36.01

66.01

7.57

162

WF

0

22.48

13.00

4.21

32

MSJ3

0.65

14.70

6.15

3.49

15

MSJ1J2

4.63

S1B 82 60 S2A 70 270 S4 75 155

34.78

61.99

7.39

152

WF

0

22.67

13.26

4.26

32

MSJ3

0.65

14.70

6.18

3.53

15

MSJ1J2

4.74

S1B 82 61 S2A 70 270 S4 75 155

33.56

58.12

7.20

142

WF

0

22.87

13.53

4.33

33

MSJ3

0.65

14.70

6.22

3.57

15

MSJ1J2

4.86

S1B 82 62 S2A 70 270 S4 75 155

32.64

55.07

7.03

135

WF

0

23.35

14.02

4.40

34

MSJ3

0.65

14.70

6.25

3.82

15

MSJ1J2

4.99

S1B 82 63 S2A 70 270 S4 75 155

31.71

52.08

6.87

128

WF

0

23.84

14.53

4.47

36

MSJ3

0.65

14.70

6.29

3.64

15

MSJ1J2

5.14

S1B 82 64 S2A 70 270 S4 75 155

30.77

49.14

6.70

120

WF

0

24.33

15.07

4.54

37

MSJ3

0.65

14.70

6.33

3.68

16

MSJ1J2

5.29

S1B 82 65 S2A 70 270 S4 75 155

29.83

46.24

6.52

113

WF

0

24.81

15.62

4.61

38

MSJ3

0.65

14.71

6.37

3.71

16

MSJ1J2

5.46

57

CA

PITU

LO 4. A

NA

LISIS

Y D

ISE

ÑO

GE

OTE

CN

ICO

DE

LOS

TÚN

ELE

S.

Tabla 20 d). Combinaciones de los fracturamientos de la unidad TicU2.


DIR A V Z W obs F.S A V Z W obs F.S A V Z W obs F.S

° ° M2. M3. M. T. M2. M3. M. T. M2. M3. M. T. S1B 82 66 S2A 70 270 S4 75 155

28.87

43.41

6.35

106

WF

0

25.31

16.20

4.68

40

MSJ3

0.65

14.71

6.41

3.75

16

MSJ1J2

5.65

S1B 82 67 S2A 70 270 S4 75 155

27.91

40.63

6.17

100

WF

0

25.80

16.79

4.75

41

MSJ3

0.65

14.72

6.45

3.79

16

MSJ1J2

5.85

S1B 82 68 S2A 70 270 S4 75 155

26.94

37.91

5.99

93

WF

0

26.31

17.41

4.83

43

MSJ3

0.64

14.72

6.49

3.82

16

MSJ1J2

6.08

S1B 82 69 S2A 70 270 S4 75 155

25.95

35.26

5.80

86

WF

0

26.81

18.06

4.91

44

MSJ3

0.64

14.73

6.53

3.83

16

MSJ1J2

6.33

SEU 22 252 S1B 82 51 S4 75 155

29.55

19.02

2.44

47

WF

0

55.66

33.62

3.18

82

MRJ3

0.32

11.07

1.19

2.70

2.9

MSJ1J2

76.27

SEU 22 252 S3 70 108 S4 75 155

104

135.28

5.62

331

RJ3

0.31

1.71

0.07

0.13

0.2

MRJ1

50.77

SEU 22 252 S2A 70 270 S4 75 155

71.56

71.07

4.78

174

MRJ2J3

1.61

1.12

0.03

0.23

0.1

MRJ1

76.49

SEU 22 252 S2B 70 90 S4 75 155

81.16

78.79

4.37

193

RJ3

0.30

1.69

0.07

0.13

0.2

MRJ1

51.31

SEU 22 252 S1A 82 70 S4 75 155

24.31

12.87

2.07

32

WF

0

66.14

50.40

3.73

123

MRJ3

0.31

11.07

1.20

2.74

3

MSJ1J2

78

S1B 82 52 S2A 70 270 S4 75 155

44.45

96.66

8.81

237

WF

0

21.22

11.39

3.83

28

WF

0.67

14.72

5.94

3.27

15

SJ1

4.03

SEU 22 252 S1A 82 70 S4 75 155

24.31

12.87

2.07

32

WF

0

66.14

50.40

3.73

123

RJ3

0.31

11.07

1.21

2.74

3.0

SJ1J3

780.06

S1A 82 70 S2A 70 270 S3 70 108

2.64

0.99

1.29

2.40

RJ2

0

14.37

16.42

4.11

40

SJ1

2.30

8.42

7.56

3.41

19

SJ1

6.70

58

CA

PITU

LO 4. A

NA

LISIS

Y D

ISE

ÑO

GE

OTC

NIC

O D

E LOS TÚ

NELES.

Tabla resumen de los sistemas de fracturamientos para la unidad TicU3. SISTEMA BÓVEDA PARED NW PARED SE

DIP DIP DIR

A V Z W obs F.S A V Z W obs F.S A V Z W obs F.S

° ° M2. M3. M. T. M2. M3. M. T. M2. M3. M. T. S1A1 65 65 S2A 85 0 S3 75 105

98.92

1101.7

54.16

2644

SJ2J3

0.76

S1B1 65 59 S2A 85 0 S3 75 105

110.44

1356.9

57.57

3257

SJ2J3

0.71

S1A1 65 65 S2B 85 180 S3 75 105

64.13

436.40

26.99

1047

RJ3

0.45

5.90

1.23

2.77

3.0

MSJ2J3

4.93

4.44

0.82

2.49

2.0

MSJ3J1

6.35

S1A2 72 65 S2B 85 180 S3 75 105

75.28

1160.2

61.58

27.84

SJ3

0.43

1.41

0.16

0.68

0.40

MSJ2J3

10.26

1.44

0.16

0.68

0.40

MSJ1

7.30

S1B1 65 59 S2B 85 180 S3 75 105

73.24

522.35

27.83

1254

RJ3

0.40

6.33

1.29

2.63

3.1

MSJ2J3

4.86

4.85

0.88

2.38

2.10

MSJ1J3

4.57

S1B2 72 59 S2B 85 180 S3 75 105

85.01

1266.3

58.64

3039

SJ3

0.36

1.77

0.20

0.77

0.5

MSJ2J3

9.10

1.77

0.20

0.77

0.5

MSJ1

5.89

S2B 85 180 S3 75 105 S4 72 25

31.62

92.34

12.52

226.23

RJ2

0.37

7.43

1.18

1.57

2.8

MSJ2J1

4.76

6.96

1.09

1.53

2.60

MSJ3

2.32

S1A1 65 65 S3 75 105 S4 72 25

59.23

1233.4

79.68

2960

SJ2J3

0.83

S1B1 65 59 S3 75 105 S4 72 25

61.12

1363

83.35

3271

SJ1J2

0.82

SEU 22 252 S1A1 65 65 S2A 85 0

21.77

9.71

1.75

23

WF

0

SEU 22 252 S1A1 65 65 S2B 82 180

30.56

20.01

2.40

48

WF

0

15.78

2.13

1.00

5.10

MSJ2J3

1.91

18.18

2.49

1.03

6.00

MSJ1J3

19.26

Tabla 21 a). Combinaciones de los fracturamientos de la unidad TicU3.

DIRECCION S 85° W γ : 2.40 T/m3. A = área de la cuña Smj3 = La cuña puede rotar sobre el plano 3 DIR ECHADO 0 C: 2.00 T/m2. V = volumen de la cuña Rj3 = La cuña rota sobre el plano 3 UNIDAD: TIC U3 Φ: 25° Z = Altura del vértice de la cuña MRJ1J3 = la cuña puede rotar sobre el plano 1 ó 3

59

CA

PITU

LO 4. A

NA

LISIS

Y D

ISE

ÑO

GE

OTE

CN

ICO

DE

LOS

TÚIN

ELE

S.

Tabla 21 b). Combinaciones de los fracturamientos de la unidad TicU3.



° ° M2. M3. M. T. M2. M3. M. T. M2. M3. M. T. SEU 22 252 S1A2 72 65 S2A 85 0

20.93

9.26

1.75

22

WF

0

SEU 22 252 S1A2 72 65 S2B 85 180

34.41

24.90

2.71

60

WF

0

17.60

2.65

0.47

6.4

MSJ2J3

1.33

17.60

2.65

0.47

6.40

MSJ1J3

17.98

SEU 22 252 S1B1 65 59 S2A 85 0

19.74

8.11

1.63

19

RJ3

0.43

1.73

0.08

0.17

0.20

MSJ2J3

3.62

75.75

69.91

4.08

168.00

R3

0.87

SEU 22 252 S1B1 65 59 S2B 85 180

35.99

27.21

2.76

65

WF

0

18.74

3.02

0.49

7.20

MSJ3J2

1.57

18.74

302

0.48

7.20

MSJ1J3

17.0

SEU 22 252 S3 75 105

S2A 85 0

34.54

23.90

2.57

57

WF

0

14.04

1.97

2.75

4.70

MSJ2J1

8.22

60.48

34.30

3.13

82.0

0

RJ3

1.26

SEU 22 252 S3 75 105

S2B 85 180

21.17

9.80

1.75

24.00

WF

0

17.17

2.44

0.52

5.80

MSJ2J3

1.11

17.17

2.44

0.52

5.80

MSJ1J3

19.32

SEU 22 252 S3 75 105 S4 75 25

1.89

0.24

0.42

0.60

WF

0

5.64

1.54

2.49

3.70

MSJ1J2

13.4

29.95

24.60

3.21

59.0

0

RJ3

0.91

SEU 22 252 S1A1 65 65

S4 75 25

20.89

19.96

3.53

48

RJ3

0.69

SEU 22 252 S1A2 75 65

S4 75 25

38.31

59.70

5.25

131

RJ3

0.51

SEU 22 252 S1B1 65 59

S4 72 25

0.43

0.01

0.44

0.00

WF

0

4.44

1.32

1.09

3.20

MRJ2J3

3.41

29.50

36.17

4.59

87.0

0

RJ3

1.07

SEU 22 252 S1B2 72 59

S4 75 25

0.40

0.016

0.47

0.00

WF

0

3.53

0.94

0.96

2.30

MRJ2J3

3.30

32.97

44.64

5.03

107.00

RJ3

0.96

S1B2 72 59 S2A 85 0 S3 75 105

128.49

12302

460

29525

MSJ1J3

2.83

60

CA

PITU

LO 4. A

NA

LISIS

Y D

ISE

ÑO

GE

OTE

CN

ICO

DE

LOS

TÚN

ELE

S.

Tabla 21 c). Combinaciones de los fracturamientos de la unidad TicU3.



° ° M2. M3. M. T. M2. M3. M. T. M2. M3. M. T.SEU 22 252 S1B1 65 59 S2B 85 180

35.99

27.21

2.76

65

WF

0

18.74

3.02

0.49

7.20

MRJ3J

2

1.57

18.74

3.02

0.48

7.20

MSJ1J3

17.00

SEU 22 252 S1A2 72 65 S2B 85 180

34.42

24.90

2.71

60

WF

0

17.60

2.65

0.47

6.40

SJ3

18.92

17.60

2.65

0.47

6.40

SJ3

1.33

SEU 22 252 S1B1 65 59 S2A 85 0

75.75

69.91

4.08

168

WF

0.87

SEU 22 252 S1A2 75 65

S4 75 25

38.31

54.70

5.25

131

RJ3

0.51

61

CA

PITU

LO 4. A

NA

LISIS

Y D

ISE

ÑO

GE

OTE

CN

ICO

DE

LOS

TÚN

ELE

S.

CAPÍTULO 4. ANÁLISIS Y DISEÑO GEOTÉCNICO DE LOS TÚNELES.

62

SISTEMA

DIP DIP DIR A V Z W obs F.S DIRECCIÓN DE TUNEL

POSICIÓN

° ° M2. M3. M. T. S1B 82 51 S2A 70 270 S4 75 155

45.64

101.4

8.98

248

WF

0

S 60° W

BOVEDA

S2A 70 270 S3 70 108 S4 75 155

122

289

12.84

709

SJ3

0.43

S 60° W

PARED NW

S2A 82 51 S3 70 270 S4 75 155

14.74

5.91

3.24

14

MSJ1J

2

3.97

S 60° W

PARED SE

S2B 85 180 S3 75 105 S4 72 25

31.62

92.34

12.52

226.23

RJ2

0.37

S 85° W

BOVEDA

SEU 22 252 S3 75 105

S2B 85 180

17.17

2.44

0.52

5.80

MSJ2J

3

1.11

S 85° W

PARED NW

SEU 22 252 S1B1 65 59 S2A 85 0

75.75

69.91

4.08

168.00

RJ3

0.87

S 85° W

PARED SE

Tabla 22. Resumen de las cuñas más desfavorables en las unidades TicU2 y TicU3.

La tabla 22 contiene los resultados de los sistemas de fracturamientos que forman las cuñas más desfavorables en bóveda, pared NW y pared SE. De estos análisis, se obtuvo el diseño de soporte, que más adelante se describe, para estabilizar los bloques que potencialmente podrían caerse, aplicando fuerzas externas contrarias a la resultante de las fuerzas actuantes.

A continuación en la tabla No 23 se muestra la nomenclatura utilizada en las tablas

símbolo Descripción unidad Rumbo Es la dirección de un plano referida a un eje norte – sur. °

Inclinación Es la dirección de un plano referida a una línea horizontal ° unidad Es referida al tipo de roca [-] γ Peso volumétrico de la roca Ton/m3. C Cohesión aparente en la junta Ton/m2. Φ Ángulo de fricción interna en la junta ° S Sistema de fracturamiento [-]

Dip Echado del fracturamiento ° Dip dir Dirección del echado °

A Área de la cuña m2 V Volúmen de la cuña m3 Z Altura del vértice de la cuña con respecto a la planta de la misma m W Peso de la cuña Ton W F La cuña cae [-] SJ1 La cuña se desliza sobre el plano 1 [-] MSJ1 La cuña puede deslizar sobre el plano 1 [-] RJ3 La cuña rota sobre el plano 3 [-] MRJ3 La cuña puede rotar sobre el plano 3 [-] FS Factor de seguridad > o =1 estable, <1 Inestable. [-]

Tabla 23. Nomenclatura de las tablas de fracturamiento TicU2 y TicU3.


63

A continuación se muestran las figuras de las cuñas tanto en bóveda y paredes para la unidad litológica TicU2 se muestran a continuación con sus respectivos pesos y factores de seguridad, (Figuras 15, 16, 17, 18,19, y 20).

Figuras 15 y 16. Cuña más desfavorable formada en la bóveda, peso = 248 ton, f.s= 0.0

Figuras 17 y 18. Cuña más desfavorable formada en la pared NW, peso =709 ton, f.s= 0.43

Figuras 19 y 20. Cuña más desfavorable formada en la pared SE, peso = 14 ton, f.s= 3.97


64

Se presentan las figuras de las cuñas tanto en bóveda y en paredes para la unidad litológica TicU3, con sus respectivos pesos y su factores de seguridad, (Figuras 21, 22, 23, 24, 25, y 26).

Figuras 21 y 22. Cuña más desfavorable formada en la bóveda, peso = 3388 ton, f.s= 0.24

Figuras 23 y 24. Cuña más desfavorable formada en la pared NW, peso = 5.8 ton, f.s= 1.11

Figuras 25 y 26. Cuña más desfavorable formada en la pared SE, peso = 168 ton, f.s= 0.8


65

4.2 ANÁLISIS DE ESFUERZOS Antes de realizar cualquier excavación los esfuerzos principales están equilibrados; cuando hay una excavación el estado de esfuerzos se altera e induce a esfuerzos horizontales y verticales; en un proceso de redistribución en el macizo, el cual está relacionado con el peso de los estratos suprayacentes, la distribución de esfuerzos será virtualmente la misma para todas las secciones transversales del túnel, siempre que se conserve la misma sección de la excavación. Los esfuerzos inducidos en la roca alrededor de una excavación son independientes del tamaño de la misma, la estabilidad del túnel depende del comportamiento del macizo en relación con el campo de esfuerzos inducidos alrededor de las cavidades. Si el macizo de roca esta muy fracturado, fisurado, o constituido por bloques grandes y pequeños, la redistribución de esfuerzos puede llevarlo a la inestabilidad, o al debilitamiento de la roca, lo que se manifestará con derrumbes en el techo ó desprendimientos en las paredes. Las excavaciones en roca sin meteorizar y con pocas fisuras son favorables para excavaciones grandes y sin ademe. El análisis de esfuerzos permite evaluar el debilitamiento estructural que se puede presentar en una excavación subterránea, al tomar en cuenta las fracturas que existen en el macizo rocoso, además verificar la estabilidad del mismo. Para delimitar la zona de plastificación en túneles, se emplea la figura 27 (referencia 5); la cual muestra la distribución de esfuerzos alrededor de una excavación subterránea, en ella se

indican las relaciones de vv

yσσ

σσ 31 que son los valores de los esfuerzos principales en el

contorno de la excavación en los límites del techo y de las paredes.


66

v

kσσ

1=

v

kσσ 3=

Figura 27. Distribución de esfuerzos alrededor de una excavación subterránea.


67

El diagrama anterior es válido, para una relación de esfuerzos aplicados de 3

1

σσ

=k = 0.5

Las líneas continuas configuran los contornos de esfuerzos principales mayores y las líneas punteadas configuran los contornos de esfuerzos principales menores que actúan en la perifería de la excavación. Se propuso una relación de esfuerzos horizontal/vertical in situ (σh/σv) igual a 0.50. La cual no considera efectos por esfuerzos tectónicos. Los esfuerzos verticales al nivel del túnel, se calcularon en dos secciones del túnel, la primera en el cadenamiento 0+517.86, el peso volumétrico de la roca (24 KN/m3) y la cobertura máxima de roca (150 m), la segunda sección, en el cadenamiento 0+629.24, el peso volumétrico de la roca (24KN/m3) y la cobertura máxima de roca (90 m). Los túneles se analizaron por concentraciones de esfuerzos, considerando para ello los esfuerzos principales que se producirían en la períferia de la excavación (bóveda y paredes) en la sección más crítica (la de mayor cobertura de roca), para lo cual se tomó en cuenta lo siguiente: La ecuación siguiente trata del comportamiento de la roca y define la relación empírica entre los esfuerzos principales que intervienen en el debilitamiento del macizo rocoso (propuesta por E.HOEK en 1995). Referencia 5 σ1=σ3+ (mσcσ3+sσc

2)1/2

En donde: Los esfuerzos principales se indican como: σ1= esfuerzo principal mayor σ3= esfuerzo principal menor σc= resistencia uníaxial a la compresión de la roca m y s = constantes que dependen de las propiedades de la roca y el grado de fracturamiento. El valor de σc, es la resistencia a la compresión uníaxial de las muestras de roca inalterada del macizo rocoso, datos obtenidos de los ensayes de laboratorio (Tabla No 10). Propiedad índice y mecánicas de la roca intacta. m y s son constantes que dependen de las propiedades de la roca intacta, se determinan a partir de ensayes triaxiales de laboratorio. Los valores mb y s para el macizo rocoso se obtienen con las siguientes expresiones:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −

=28

100exp GSImmb

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −

=9

100exp GSIs

El parámetro GSI se evalúa a partir de la clasificación geomecánica de la masa rocosa (RMR), aplicada a todo lo largo de los túneles de desvío.


68

La relación entre GSI y RMR esta dada por. 5−= RMRGSI Los valores asignados para determinar la resistencia del macizo rocoso, son los que se mencionan en la tabla 24: Parámetro Valor asignado determinado sección Cadenamiento 0+517.86 Cadenamiento 0+629.24 GSI 48 (valor medio de la

clasificación geomecánica) 53 (valor medio de la clasificación geomecánica)

mb 2.65( macizo rocoso) 3.17( macizo rocoso) mi 17 (roca intacta, obtenido de

ensayes triaxiales) 17 (roca intacta, obtenido de ensayes triaxiales)

S 0.0030 0.0053 σc 85 Mpa 85 Mpa a 0.5 0.5

Tabla 24. Valores asignados para la determinación del macizo rocoso

A continuación se dan los datos obtenidos para el primer análisis. PV=γ H PV= (2.4t/m3)(150m) PV=360T/m2 =3.54MPa PH= (0.5) (2.4t/m3)(150m) PH =180 T/m2 =1.77MPa En donde: Pv= presión vertical γ = peso volumétrico de la roca H = cobertura máxima de roca GSI = RMR-5 RMR =53 GSI =48

65.217*28

10048exp =⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −

=mb 0030.0910048exp =⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −

=s


69

4.2.1 ESFUERZOS EN LA EXCAVACIÓN. Como se mencionó anteriormente, los esfuerzos principales σv y σ3 que actúan en la sección transversal del túnel, se obtienen a partir del gráfico de la figura 27, por ejemplo el valor de σ1 obtenido para la curva de 0.75 resulta.

v

kσσ 1= = 0,75 , σ1 =0,75 σv σ1 = (0,75)(3,54)=2.66Mpa.

Valor que representa el esfuerzo principal mayor actuante y es obtenido por cada uno de los valores de las líneas continúas de la figura 27. El esfuerzo σ3 actuante se obtiene de la misma forma, es decir empleando los valores de las curvas discontinuas de la figura 27. El esfuerzo σ1 resistente, se obtiene al sustituir el valor de σ3 actuante, en la ecuación propuesta por Hoek: σ1=σ3+ (mσcσ3+sσc

2)1/2

( ) 06.885*003.018.0*85*65.218.0 21

21 =++=σ

A continuación se muestran las tablas 25 y 26 que contienen, todos los valores de los esfuerzos obtenidos según el cadenamiento de análisis.

Tabla de valores de análisis de esfuerzos para el cadenamiento 0+517.86 mb s GSI Pv

2.65 0.003 48 3.54 Mpa 3σ actuante 1σ resistente 1σ actuante cσ

0.0 4.66 0.0 0.18 8.06 0.53 85 Mpa 0.35 10.37 1.06 0.53 12.41 1.59 0.71 14.19 2.12 0.89 15.79 2.66 1.06 17.19 3.19 1.24 18.59 3.72 1.41 19.83 4.25 1.59 21.08 4.78 1.77 22.27 5.31 1.94 23.35 5.84 2.12 24.46 6.37

Tabla 25. Resultados para el cadenamiento 0+517.86


70

Tabla de valores de análisis de esfuerzos para el cadenamiento 0+629.24

mb S GSI Pv 3.17 0.0053 53 2.13 Mpa

3σ actuante 1σ resistente 1σ actuante cσ 0.0 6.19 0.0

0.11 8.35 0.32 85 Mpa 0.21 9.95 0.64 0.32 11.48 0.96 0.43 12.85 1.28 0.53 13.98 1.60 0.64 15.16 1.92 0.75 16.25 2.24 0.85 17.20 2.56 0.96 18.19 2.88 1.07 19.14 3.20 1.17 19.97 3.51 1.28 20.86 3.83

Tabla 26: Resultados para el cadenamiento 0+629.24


71

La figura 28 muestra gráficamente los datos obtenidos para el análisis de esfuerzos del Cadenamiento 0+517.86

6.3

7

18.593.1

915.79

17.19

23.3

5

24.4

62.6

6

1.5910.37

14.192.12

12.41

0.538.061.06

23.01-0.26

5.84

21.08

22.27

22.27

19.83

3.72

22.27

5.8

4 5.3

1

4.7

8

4.2

5

ESFUERZOSRESISTENTES

15.79

3.19

2.12

24.4

6

2.66

23.3

5

ESFUEZOS ACTUANTES

19.83

18.59

17.19

21.0

8

3.72

22.27

Figura 28. Análisis de esfuerzos, cadenamiento 0+517.86.


72

La figura 29 muestra gráficamente los resultados obtenidos para el segundo análisis de esfuerzos para el Cadenamiento 0+629.24

17.20

13.98

15.16

16.251.9

1

20.8

6

19.4

7

1.6

0

19.14

18.19 2.32

13.9815.16

1.91

3.51

0.320.64 8.35

12.85

9.9511.48

0.951.28

-0.16 13.84

3.8

31.27

1.60

20.8

6

14.9

7

17.20

18.1

9

ESFUERZOS RESISTENTES

2.8

7

3.2

0 19.14

2.5

5

19.14

3.5

116.25

19.14

ESFUERZOS ACTUANTES

2.32

Figura 29. Análisis de esfuerzos, cadenamiento 0+629.24


73

Los esfuerzos máximos actuantes se presentan en las paredes de la sección portal del primer análisis, con valores de σ1 de 6,37 MPa y un σ3 de 1,59 MPa; para el segundo análisis, con un valor σ1 de 3,83 MPa y un σ3 de 0,96 MPa. En la zona de la bóveda estos esfuerzos, son de menor magnitud; para el primer análisis (σ1 de 3,72 MPa y un σ3 de 2,12 MPa), para el segundo análisis, con valor (σ1 de 2,32 MPa y un σ3 de 1,28 MPa), así respectivamente, sin presentar valores de tensión. Así mismo, los esfuerzos en el piso son de escasa magnitud, a excepción de las esquinas donde la concentración de esfuerzos es algo importante; sin embargo, por ser puntual no es significativo. Con base en la magnitud de estos esfuerzos y la evaluación de la resistencia del macizo rocoso, al confrontar ambos valores, se obtuvieron los siguientes factores de seguridad.

1

233

σσσσσ CC Sm

FAFRFS

++=

Por ejemplo.

33.566.219.14

===FAFRFS

Factores de seguridad mínimos: Cadenamiento 0+517.86 0+629.24 Techo o bóveda 1.75 3.86 Paredes 0.73 1.61 Piso 1.46 3.24 Con lo anterior se puede decir que los túneles no tendrán problemas por concentración de esfuerzos, es decir no se prevé plastificación de la roca en el entorno de las excavaciones y menos aún si las excavaciones se realizan por etapas; aunque tenemos un factor de seguridad de 0,73 este factor no afecta en la concentración de esfuerzos. Por lo que respecta al pilar de roca que quedará entre los dos túneles, se considera que este tampoco tendrá problemas por concentración de esfuerzos debido a que no presenta plastificación de la roca en las excavaciones de los túneles.


74

5.947.45

6.99 8.78

9.19

6.467.92

8.37

5.33

2.403.033.894.665.33

6.46

7.457.92

8.37

6.99

5.94 8.78

9.19

6.99

6.46

5.332.40 3.03 3.89 4.66

5.94

6.46

6.99

0.73 0.73

1.75

0.730.73

1.46

5.94

Figura 30. Factores de seguridad para el cadenamiento 0+517,86; Factor de Seguridad mínimo = 0.73 hay

ligera plastificación en la bóveda y en las paredes.


75

3.86

1.611.61

1.613.241.61

10.1613.03

12.48

9.9811.96

8.7310.75

11.37

10.16

9.98

8.73

8.03

3.46

2.37

2.84

4.29 5.21 6.227.17

6.22

8.03

7.17

5.21

10.16

11.37

9.98

8.73

8.03

7.17

3.46

2.37

2.84

6.224.295.21

9.98

FIGURA 31. Factores de seguridad mínimos para el cadenamiento 0+629,24; factor de seguridad mínimo = 1,67 hay ligera plastificación en la bóveda y en las paredes.

4.3 ANÁLISIS DE CARGA DE ROCA (APLICABLE EN ZONAS DE FALLA Y/O DE ALTO

FRACTURAMIENTO Y ALTERACIÒN).

En 1946 Terzaghi propuso un sistema sencillo de clasificación de roca para calcular las cargas que deben soportar los marcos de acero en los túneles. Describió varios tipos de roca y con base en su experiencia en túneles ferrocarrileros con refuerzo de acero, fijó escalas de roca según las diferentes condiciones del terreno.


76

4.3.1 Tipos de roca de acuerdo a la clasificación de Terzaghi. Roca inalterada: no tiene fisuras ni ramaleos. Por lo tanto cuando se rompe, lo hace a través de la roca sana. Debido al daño que se hace a la roca con el uso de explosivos, pueden caer del techo desgajes de rocas varias horas o varios días después de la voladura. Esta condición se llama desprendimiento. La roca dura, inalterada, también puede haberse afectada por chasquidos, lo que implica la separación espontánea y violenta de láminas de roca de las paredes o del techo. Roca estratificada: esta constituida por capas unitarias con poca o ninguna resistencia a la separación a lo largo del plano limítrofe entre estratos. La capa puede haberse debilitado o no debido a fracturas transversales. Los desprendidos son comunes en este tipo de rocas. Roca medianamente fisurada: tiene fisuras y ramaleos pero los bloques entre las juntas están soldados o tan íntimamente embonados que las paredes verticales no necesitan refuerzo. En rocas de este tipo se puede encontrar a la vez el desprendido o chasquido. Roca agrietada en bloques: es una roca químicamente inalterada o casi inalterada, cuyos fragmentos se encuentran totalmente separados unos de otros y no embonan. Esta clase de roca puede necesitar ademes laterales en las paredes. Roca triturada: pero químicamente sana tiene la apariencia de ser un producto de trituradora. Si los fragmentos, en su mayoría o todos, son del tamaño de arena y no ha habido recementaciòn, la roca triturada que esta bajo el nivel de la aguas freáticas tiene las propiedades de una arena saturada. Roca comprimida: avanza lentamente en el túnel sin aumento perceptible de volumen en requisito de compresión, es un porcentaje elevado de partículas microscópicas o sub microscópicas de micas o de materiales arcillosos de poca expansibilidad. Roca expansiva: avanza básicamente en el túnel debido a su propia expansión. La capacidad de esponjamiento parece estar limitada a las rocas que contienen minerales arcillosos como la montmorilonita, con una alta capacidad de expandirse. El concepto usado por Terzaghi para estimar la carga de roca transmitida a los marcos de acero para el soporte de un túnel, se ilustra en la figura 32 Durante la construcción del túnel habrá algún relajamiento de la cohesión de la formación rocosa arriba y en los lados del túnel. La roca suelta dentro del área a, b y c tenderá a interrumpir en el túnel. A este movimiento se opondrán fuerzas de fricción a lo largo de los límites laterales a, c y b, d y estas fuerzas transfieren la parte más importante del peso de la carga de la roca W1 al material de los lados del túnel. El techo y los lados del túnel no tienen que soportar más que el resto de la carga, que equivale a una altura Hp. El ancho B1 de la zona de roca donde existe el movimiento, penderá de las características de la roca y dimensiones Ht y B del túnel.


77

Figura 32. Diagrama que representa el movimiento de roca suelta hacia un túnel y la transferencia de la carga a la roca circundante (según Terzaghi). Terzaghi realizó muchas pruebas de maqueta, utilizando arena sin cohesión para estudiar la forma de lo que el llamaba “el arco del suelo” encima del túnel. Con base en estas pruebas y en su experiencia en túneles con refuerzo de marcos de acero, propuso una escala de valores de cargas de roca señaladas en la tabla 27.


78

Carga de roca Hp en pies de sobre el techo del túnel con ancho B (en pies) y altura Ht (en pies) a una profundidad superior de mas de 1.5 (B+Ht).

Estado de la roca Carga de la roca Hp en pies

Observaciones

1.-Dura y masiva Cero Solo se necesitara refuerzo escaso si hay desprendimiento o chasquido

2.-Dura pero estratificada o esquistosa

0 a 0.5 B

3.- Masiva, ligeramente fisurada

0 a 0.25 B

refuerzo escaso más que nada como protección contra desprendimientos La carga puede cambiar en forma errática de un punto a otro.

4.-Medianamente fracturada en bloques algo abiertos

0.25 B a 0.35 (B+Ht) No hay presión lateral

5.-Muy fracturada en bloques y las fracturas abiertas

(0.35 a 1.10)(B+Ht) Poca o ninguna presión lateral.

6.-Totalmente triturada pero químicamente inalterada.

1.10 (B+Ht) Presiones laterales considerables. Los efectos de las infiltraciones hacia el piso del túnel requieren apoyo continuo para las partes bajas de los marcos, o bien marcos circulares

7.-Roca comprimida profundidad moderada

(1.10 a 2.20)( B+Ht)

8.- Roca comprimida a gran profundidad

(2.10 a 4.50)(B+Ht)

Considerable presión lateral. Se requiere plantilla apuntalada. Es preferible usar marcos circulares.

9.- Roca expansiva Hasta 250 pies independientemente del valor (B+Ht)

Marcos circulares indispensables. En casos extremos, úsese refuerzo elástico

Tabla 27. Clasificación de Terzaghi para carga de roca en túneles con soporte de marcos de acero

*Se supone que el techo del túnel se encuentra abajo del nivel freático. Si se localiza permanentemente arriba del nivel freático, los valores que se indican de 4 a 6 pondrán disminuirse en un 50 por ciento. ** Algunas de las formaciones rocosas mas comunes contienen capas de lutita *** Cuando no esta meteorizada, la lutita verdadera no esta peor que otras rocas estratificadas. Sin embargo, la palabra pizarra se aplica muchas veces a sedimentos arcillosos muy compactos que todavía no adquieren las propiedades de las rocas. Esta mal llamada lutita puede comportarse en un túnel como una roca comprimida y aun expansiva. Si una formación consiste en una secuencia de capas horizontales de arenisca o caliza y de lutita inmadura, la excavación del túnel se complica muchas veces con una compresión progresiva de la roca en ambos lados del túnel provocando un movimiento descendente del techo. Además una baja resistencia al deslizamiento en los límites entre la tal lutita y la roca, probablemente reducirá mucho la capacidad de apuntalar que tienen la roca encima del techo. Por lo tanto en esta clase de formaciones, la presión sobre el techo puede ser tan grande como en una formación muy fracturada en bloques. ***El término inglés shale se ha traducido como pizarra arcillosa, pero se prefiere usar el de lutita para la roca sedimentaria y el de pizarra (slate) para la metamórfica.

Debido a que durante la excavación de los túneles, se cruzaron varias fallas, las cuales afectan en forma local al macizo rocoso, produciendo zonas de alto fracturamiento y de gran alteración, por lo que se pronosticaron problemas de inestabilidad que requirieron de soporte inmediato en la bóveda próxima al frente de la excavación.


79

Para el diseño de este soporte, se realizó un análisis de la carga de roca que gravitaría, con los métodos de Terzaghi modificado por Deere y el de cuña máxima. La carga de roca promedio que se estimó fue de (Hp) 6.5 m de altura. Al considerar esta carga por el peso volumétrico de la roca (24 kN/m3), se obtiene un esfuerzo por metro lineal de túnel de 156 kN/m2. 4.4 Diseño de tratamientos. De acuerdo con los resultados del análisis geológico estructural, se llevo a cabo el diseño del soporte requerido, para estabilizar los bloques que potencialmente podrían caerse aplicando fuerzas externas contrarias a la resultante de las fuerzas actuantes. Se presenta el diseño de los tratamientos de soporte requeridos para estabilizar una cuña en la bóveda y otra en la pared. Cuña desfavorable de bóveda Fracturamientos Rumbo Echado S1B N39°W 82°NE S2A N-S 70°W S4 N65°E 75°SE Dirección eje de túnel 1 S60°W Unidad: TicU2 Área de la cuña 45.64 m2. W peso de la cuña: 248 ton Altura de la cuña: 8.98 m Volumen de la cuña: 101.4 m3. Factor de seguridad: 0 Observaciones: La cuña cae Se propuso un sistema de refuerzo a base de anclas de fricción. Anclas de 1” Ø. Tensión del ancla.

bfyAsTa Φ=

( ) ( ) TonskgcmkgcmTa 1650.1597075.0420007.5 2

2 ≈=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

22 43.564.45

248mTon

mTon

AcuñaWcuñaactuanteEsf ===

2

2

95.243.5

16 m

mTon

TonPAAP

===∴=σ

σ

Longitud de bulbo debido a la resistencia del concreto.


80

( )

.100160

16000;15916000

20010.054.216000;'10.0 2

cm

cmkgkgLa

cmkgLakgs

cmkgLacmkgcfLaDbTa

==∴=

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛== ππ

Longitud de bulbo debido a la resistencia del acero.

2.1*06.0'

06.01

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡≥= fyDb

cffyasLa

( )( ) 2.1*420054.206.0

200

420007.506.0

2

2

22

1

⎥⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢⎢

⎣

⎡

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛≥

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

=cmkgcm

cmkg

cmkgcm

La

[ ] 2.1*01.6434.901 cmcmLa ≥= rige cmLacmLa 11041.108 11 =≈= Longitud de bulbo debido a la adherencia con la roca.

( )

cmcm

cmkgkgLb

cmkgLbkgs

cmkgLbcmkgsRCSLbDBTa

2529.2305.687

16000;05.68716000

28710.062.716000;10.0 2

≈==∴⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛== ππ

cmLatomaseLbLaLa 11025110100; 11 =><><

El factor de seguridad obtenido con el programa Unwedge para la cuña de bóveda es de F.S= 1.54, el número de anclas es:

F.S=Wcuña

anclasNoTa * No anclas = ..* SF

TaWcuña

No anclas = 87.2354.1*16248

= se toma No anclas = 24 anclas

Separación de anclas 90.124

64.45==

anclasNoarea

sep = √1.90= 1.3 m


81

Cuña desfavorable de la pared NW. Fracturamientos Rumbo Echado S2A N-S 70°W S3 N18°E 70°SE S4 N65°E 75°SE Eje de túnel 1 S60°W Unidad: TicU2 Área de la cuña 122 m2. W peso de la cuña: 709 ton Altura de la cuña: 13.94 m Volumen de la cuña: 33.62 m3. Factor de seguridad: 0.43 Observaciones: La cuña puede rotar

en el plano SJ3 Sistema de refuerzo a base de anclas de fricción. Anclas de 1” Ø.

bfyAsTa Φ=

( ) ( ) TonskgscmkgscmTa 1650.1597075.0420007.5 2

2 ≈=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

22 81.5122

709mTon

mTon

AcuñaWcuñaactuanteEsf === =

2

2

75.281.5

16 m

mTon

TonPAAP

===∴=σ

σ

mLtomarasemmLLALLA 60.1'65.175.2;* 22 =≈====


( )

.100160

16000;16016000

20010.054.216000;'10.0 2

cm

cmkgkgLa

cmkgLakg

cmkgLacmkgcfLaDbTa

==∴=

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛== ππ


2.1*06.0'

06.01

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡≥= fyDb

cffyasLa


82

( )( ) 2.1*420054.206.0

200

420007.506.0

2

2

22

1

⎥⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢⎢

⎣

⎡

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛≥

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

=cmkgcm

cmkg

cmkgcm

La

[ ] 2.1*01.6434.901 cmcmLa ≥= rige cmLacmLa 11041.108 11 =≈=

Longitud de bulbo debido a la resistencia con la roca.

( )

cmcm

cmkgkgLb

cmkgLbkg

cmkgLbcmkgRCSLbDBTa

2529.2305.687

16000;05.68716000

28710.062.716000;10.0 2

≈==∴⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛== ππ


El factor de seguridad obtenido con el programa Unwedge para la cuña de la pared NW es de F.S= 1.52, el numero de anclas es:

F.S= LWcuña

anclasNoTa * No anclas = ..* SF

TaWcuña

No. Anclas = 6752.1*16709



122==

anclasNoárea

sep = √1.8 = 1.3 m

En la Tabla 28 se muestran los factores de seguridad para las cuñas más desfavorables tanto en las paredes como en la bóveda, para la unidad litológica TicU2 en dirección 60° y la unidad TicU3 en dirección 85°

Cuña Fracturamientos Tramo de Túnel

Ø ancla (pulg.)

Ta ancla (Ton)

Fy (Kg/cm2)

Lt (m)

Factor de seguridad

Patrón de Anclaje(m)

S1B S2A

Bóveda

S4

1

1”

16

4 200

9.00

1.54

1.3 * 1.3

S1B S2A

Pared NW

S4

1

1”

16

4200

12.00

1.51

1.3 * 1.3

SEU S1B1

Bóveda

S2B

2

1”

16

4 200

12.00

1.9

1.20 * 1.20

SEU S1B1

Pared SE

S2A

2

1”

16

4 200

6.00

1.9

1.9 * 1.9

SEU S3

Pared NW

S2B

2

1”

16

4 200

2.00

2.7

4.0 * 4.0

Tabla 28: Resumen de las cuñas desfavorables. Tramo de túnel 1 tiene una dirección de S60°W. Tramo de túnel 2 tiene una dirección de S85°W. Ta es la fuerza de tensión que soporta un ancla de dicho diámetro. Fy es la resistencia de fluencia de cada ancla. La pared SE dirección 60° no necesita anclaje por que su factor de seguridad es estable.

83

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PITU

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LISIS

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CN

ICO

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LOS

TÚN

ELE

S


84

4.5 Tratamientos de soporte en los túneles. Cabe mencionar que de los análisis realizados los tratamientos que se mencionan, se diseñaron con base en el criterio de la cuña máxima tanto para las excavaciones a cielo abierto como para las subterráneas, ya que éste, es el que representa las condiciones o los mecanismos de falla más probables que se tendrán durante la construcción por tratarse de un macizo rocoso, muy fallado y con un fracturamiento intenso. A continuación se describen los tratamientos de la roca para realizar las excavaciones de las obras de desvío (túneles 1 y 2). 4.5.1 Tratamientos de soporte y drenaje Las tablas 29 y 30 describen los tratamientos de la roca, que deberán aplicarse para garantizar la estabilidad de cada uno de los túneles, durante la construcción y operación. En los párrafos siguientes se describen en que consisten estos tratamientos: a). Marcos de acero.- Se emplearán marcos formados por vigas de acero compuestos por placas de 15 mm de espesor, de 305 mm (12") de peralte y de 305 mm (12") de patín. La separación deberá ser de 1 m de centro a centro. Esta separación podrá ajustarse de acuerdo a las condiciones de la roca y quedará a juicio del ingeniero encargado de la ejecución de los trabajos. Los marcos deberán revisarse para soportar una carga de roca de 6.5 m, considerando un peso volumétrico de la roca de 24 kNl m3 (2.4 t/ m3). Previo a la colocación del marco, se deberá poner una capa de concreto lanzado de 3 a 5 cm de espesor, posteriormente, ya colocado y troquelado con madera contra el terreno, deberá quedar embebido en concreto hidráulico de 30 cm de espesor. Los marcos deberán ser continuos, desplantados en concreto de regularización y apoyados en roca in situ. Se deberán anclar las patas de los marcos, realizando la unión de éstas con el marco mediante una pieza en forma de U en los extremos, la cual deberá soldarse. Las anclas para fijar las patas de los marcos, estarán constituidas por barras corrugadas de acero de 38 mm (1.5") de diámetro y de 35 cm de longitud. Los marcos de acero deberán ligarse entre ellos mediante atiesadores, constituidos por varilla corrugada de 25 mm (1") de diámetro colocada a cada 1 m de separación, a lo largo del marco y principalmente en la bóveda. Además se deberán colocar polines de madera de 15 x 15 cm alternados con los atiesadores metálicos como separadores. La colocación de polines en las paredes será a juicio del geotecnista. En las tablas 29 y 30 se señalan los cadenamientos en los que se estima se requerirán marcos metálicos, por cruce con zonas de fallas o por fracturamiento intenso, y en los tramos iniciales y finales, de los túneles; sin embargo, podrán ajustarse durante la construcción, tanto en la posición como en su separación.


85

b). Anclaje. En forma sistemática se colocarán anclas de fricción a base de barras de varilla corrugada de 1” de diámetro, con longitudes de 2, 6, 9 y 12 m. Este tratamiento se aplicará prácticamente a todo lo largo de los túneles, a excepción de las zonas donde se requieran colocar los marcos metálicos, mencionados en el párrafo anterior. El límite de fluencia del acero de las anclas deberá ser de 420 MPa (4200 kg/cm2) y serán colocadas en barrenos de (1") de diámetro respectivamente. Se inyectarán con mortero de fc ≥ 18 MPa (180 kg/cm2) con aditivo acelerante para fraguado. Las secciones de anclaje deberán colocarse en los tramos que se indican en las Tablas 29 y 30. Estas secciones estarán conformadas por anclas separadas a cada 1.3 m entre si, en la bóveda y la pared NW dirección 60º. El extremo de cada ancla deberá tener una longitud roscada de 20 cm para sujetar una placa metálica cuadrada apoyada contra el terreno, por medio de una tuerca. La placa debe ser de 20 x 20 cm, de 12 mm de espesor. Para ligar el anclaje con el revestimiento de concreto lanzado, estas placas de acero deberán contar con 4 alambrones de 6 mm de diámetro soldados a ésta, Figuras del plano 6. c). Concreto lanzado.- Se recomienda de f´c ≥ 20 MPa (200 kg/cm2), de 3 a 5 cm de espesor en las paredes y bóveda, para estabilizar los bloques pequeños que pudieran desprenderse durante la etapa de construcción. Este tratamiento deberá aplicarse en forma sistemática. Para evitar la erosión de la roca al operar los túneles, se recomienda revestirlos con una capa de concreto lanzado de 10 cm de espesor, reforzado con malla electrosoldada de acero de E44-66. Se aplicará una capa primaria de 5 cm, siguiendo con la colocación de la malla, la cual se deberá fijar al terreno por medio de clavos de acero empleando pistola del tipo Hilti ó similar, o bien por medio de anclas cortas de 30 cm de longitud, en un patrón suficiente para que la malla quede totalmente pegada al terreno, continuando con otra capa de concreto lanzado de 5 cm de espesor, que deberá cubrir totalmente la malla. Con objeto de tener mayor avance durante la construcción, podrá aplicarse como alternativa, concreto lanzado con fibras metálicas, en una proporción entre 35 a 45 kg por cada metro cúbico de concreto, con el espesor recomendado anteriormente en lugar de la malla de acero. d). Drenaje largo.- Consiste en la perforación de barrenos de 75 mm (3”) de diámetro y 6 m de longitud, que serán ejecutados prácticamente en todo el túnel, las secciones contendrán 6 o 7 barrenos y estarán separadas en forma alternada a cada 5 m. e). Drenaje corto.- Con el objeto de disipar posible presion hidrostática, en toda el área de colocación de concreto lanzado, deberán perforarse drenes de 21.2 mm (1 7/8 ") de diámetro mínimo, penetrando 0.2 m en roca, dispuestos en un patrón de 2.5 x 2.5 m, plano 6.

.

Tratamientos de soporte del túnel 1.

Tratamientos de Anclaje Cadenamiento

Dirección del túnel

Tipo de roca y

estructura geológica

bóveda Pared SE

Pared SW

Marcos metálicos IR A=123 cm2

S=144 cm3

0+000 a 0+098

S 60ºW Depósitos lacustres

(Qlp, Qdt, TicU2)

Zona de taludes laterales de portal de entrada 0+098 a 0+152

S 60ºW TicU2 No aplica 50@1m

0+152 a 0+200 S 60ºW

TicU2 Varilla 1” con un patrón de 1.3 x 1.3. L= 9 m

No aplica Varilla 1” con un patrón de 1.3 x 1.3 L= 12 m

No aplica

0+200 a 0+210 S 60ºW TicU2 Falla PE-3 No aplica 10@1m 0+210 a 0+265 S 60ºW TicU2 y TicU3 Varilla 1” con un patrón

de 1.3 x 1.3 L= 9 m No aplica Varilla 1” con un patrón

de 1.3 x 1.3 L= 12 m No aplica

0+265 a 0+310 S 60ºW TicU3 Falla P-4yP-II

No aplica 50@1m

0+310 a 0+360 S 60ºW

TicU3 Varilla 1” con un patrón de 1.3 x 1.3 L= 9 m


No aplica

0+360 a 0+410 S 60ºW TicU3 Falla P-4 y F-II

No aplica 50@1m

0+410 a 0+570 S 60ºW

TicU2 Varilla 1” con un patrón de 1.3 x 1.3 L= 9 m


No aplica

0+570 a 0+590 S85ºW TicU3 Falla-III No aplica 20@1m 0+590 a 0+685

S85ºW TicU3 Varilla 1” con un patrón de

1.2 x 1.2 L= 12 m Varilla 1” con un patrón

de 1.9 x 1.9 L= 6 m Varilla 1” con un patrón

de 4 x 4 L= 2 m No aplica

0+685 a 0+715 S85ºW TicU3 Falla-IV No aplica 30@1m 0+715 a 0+765

S85ºW TicU3 Varilla 1” con un patrón de

1.2 x 1.2 L= 12 m Varilla 1” con un patrón de 1.9 x 1.9 L= 6 m

Varilla 1” con un patrón de 4 x 4 L= 2 m

No aplica

0+765 a 0+832 S85ºW TicU3 Varilla 1” con un patrón de 1.2 x 1.2 L= 12 m

Varilla 1” con un patrón de 1.9 x 1.9 L= 6 m


(50) 30@1m [email protected]

Tabla 29

NOTA: La sección es tipo portal, se colocará con concreto lanzado reforzado con malla de 10 cm en todo el túnel. Se utilizarán drenajes cortos con un patrón de drenaje de 2.5 X 2.5 m, y largos con un patrón de drenaje de 5 X 5 m, planos 6 y 7.

86

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.

Tratamientos de soporte del túnel 2. Tratamientos de Anclaje Cadenamiento Dirección

del túnel Tipo de roca y

estructura geológica

bóveda Pared SE

Pared SW

Marcos metálicos IR A=123 cm2

S=144 cm3

0+000 a 0+095

S 60ºW Depósitos lacustres

(Qlp, Qdt, TicU2)

Zona de taludes laterales de portal de entrada 0+095 a 0+148 S 60ºW TicU2 No aplica 50@1m 0+148 a 0+165 S 60ºW TicU2 Varilla 1” con un patrón de

1.3 x 1.3 L= 9 m No aplica Varilla 1” con un patrón de

1.3 x 1.3 L= 12 m No aplica

0+165 a 0+215 S 60ºW TicU2 No aplica 50@1m 0+215 a 0+270 S 60ºW TicU2 y TicU3 Varilla1” con un patrón de

1.3 x 1.3 L= 9 m No aplica Varilla 1”con un patrón de


0+270 a 0+280 S 60ºW TicU3 Falla PE-3 No aplica 10@1m 0+280 a 0+315 S 60ºW TicU3 Varilla 1” con un patrón de



0+315 a 0+325 S 60ºW TicU3 Falla PE-4 y F-II No aplica 10@1m 0+325 a 0+375 S 60ºW TicU2 Varilla 1” con un patrón de



0+375 a 0+385 S 60ºW TicU2 y TicU3 Falla-IIA y Falla-IIB

No aplica

10@1m

0+385 a 0+531 S 60ºW TicU3 Varilla 1” con un patrón de 1.3 x 1.3 L= 9 m


No aplica

0+531 a 0+575 S85ºW TicU3 Falla-III

No aplica 44@1m

0+575 a 0+685 S85ºW TicU3 Varilla 1” con un patrón de 1.2 x 1.2 L= 12 m

Varilla 1”con un patrón de 1.9 x 1.9 L= 6 m


No aplica

0+685 a 0+715 S85ºW TicU3 No aplica 30@1m 0+715 a 0+841 S85ºW TicU3 Varilla 1” con un patrón de

1.2 x 1.2 L= 12 m Varilla 1” con un patrón

de 1.9 x 1.9 L= 6 m Varilla 1” con un patrón de

4 x 4 L= 2 m No aplica

0+841 a 0+906 S85ºW TicU3 No aplica (50) 30@1m [email protected]

Tabla 30 NOTA: La sección es tipo portal, con concreto lanzado con malla de 10 cm para todo el túnel. Se utilizarán drenajes cortos y largos, planos 6 y 7.

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CN

ICO

DE

LOS

TÚN

ELE

S

CAPÍTULO 5 ANÁLISIS DE TALUDES

88

5 ANÁLISIS DE TALUDES EN EMPORTALAMIENTOS.

5.1 Taludes en roca en los portales de entrada y salida

Los taludes de los portales de entrada, se encuentran alojados en roca de la unidad TicU2, aunque en su parte superior existen depósitos de talud (Qdt, y Qlp). Los taludes de los portales de salida, presentan condiciones similares, solo que se alojan en roca de la unidad TicU3. En la figura 33 se muestra la localización de los portales de entrada y salida de los túneles de desvío.

Río Santiago

Talud 1

Talud 2

Talud 3

Figura 33. Portal de entrada y portal de salida de los túneles de desvío

El análisis de estabilidad de los taludes se dividió en T1, T2, y T3 para los portales de entrada, T1, T2, T3, y T4 para los portales de salida; determinándose la geometría de las cuñas con base a la intersección de los sistemas de fracturamiento y las diferentes orientaciones de los taludes. A partir de los datos de fracturamiento para las unidades TicU2, y TicU3 se analizaron todas las combinaciones posibles de sistemas que forman cuñas y a partir de ellas, se definió la geometría de cada una en el diseño. Estos análisis se realizaron con apoyo en el programa swedge, versión 1992-2000 el cual permite determinar el factor de seguridad en condiciones estáticas, con sismo y con presión hidrostática en las juntas o planos de debilidad.


89

Para cada cuña analizada, se revisaron las siguientes condiciones:

• a) Factor de seguridad estático • b) Factor de seguridad estático con sismo (en dirección más desfavorable) • c) Factor de seguridad estático con sismo con fracturas rellenas en un 60% de agua • d) Factor de seguridad estático con sismo con fracturas rellenas en un 100% de agua.

Los taludes de los portales de entrada tienen una altura máxima de 32 m y los taludes de los portales de salida de 26 m. En el plano 8, se muestran los túneles de desvío y la ubicación de los portales de entrada y salida.Los resultados de estos análisis se muestran en las tablas 31 a la 37.

Tabla 31. Factores de seguridad en los taludes de los portales de entrada TALUD 1. UNIDAD TicU2

Dir Talud

N30ºW N30ºW

0ºSW 76ºNE

H=32 m γ =2.45t/m3 C=2.00t/m2 o25=Φ

No RUMBO ECHADO F.S.E F.S.S F.S.S+A (60%) F.S.S+A (100%) N-S 70ºE 1 N18ºE 70ºSE

5.79

4.77

0.00

0.00

N20ºw 82ºNE 2 N-S 70ºSE

4.22

3.12

2.73

1.02

N18ºW 22ºSW 3 N-S 70ºW

11.85

4.02

3.94

3.63

N18ºW 22ºSW 4 N-S 70ºS

11.01

4.45

4.37

4.04

N18ºE 70ºSE 5 N18ºW 22ºSW

3.14

1.75

1.69

1.46

N18ºW 22ºSW 6 N65ºE 75ºSE

2.93

1.91

1.86

1.58

N18ºW 22ºSW 7 N39ºW 82ºNE

2.84

2.17

2.01

1.51


Dir Talud

N60ºE N60ºE

0ºSW 76ºSE

H=17 m γ =2.45t/m3 C=2.00t/m2 o25=Φ

No RUMBO ECHADO F.S.E F.S.S F.S.S+A (60%) F.S.S+A (100%) N-S 70ºE 1 N39ºE 82ºNE

4.00

3.30

1.24

0.00

N18ºw 82ºNE 2 N 65ºE 75ºSE

1.53

1.00

0.83

0.27

N18ºE 70ºSE 3 N39W 82ºNE

4.68

3.86

0.00

0.00

N-S 70ºE 4 N20ºW 82ºNE

3.69

2.97

2.73

0.00

N18ºE 70ºSE 5 N20ºW 82ºNE

2.19

2.39

2.10

0.00

N-S 70ºW 6 N18ºE 70ºSE

4.15

2.75

2.63

2.21


90


Dir Talud

N60ºE N60ºE

0ºNE 76ºNW

H=27 m γ =2.45t/m3 C=2.00t/m2 o25=Φ

No RUMBO ECHADO F.S.E F.S.S F.S.S+A (60%) F.S.S+A (100%) N-S 70ºW 1 N39ºW 82ºNE

1.58

1.26

1.14

0.69

N-S 70ºW 2 N20ºW 82ºNE

3.07

2.26

2.13

1.66

N-S 70ºW 3 N18ºS 22ºSW

12.06

4.13

4.03

3.69

N-S 70ºE 4 N18ºw 22ºSW

10.55

4.27

4.15

3.72

N18ºE 70ºSE 5 N18ºW 22ºSW

4.14

2.31

2.20

1.80

Tabla 34. Factores de seguridad en los taludes de los portales de salida TALUD 1. UNIDAD TicU3

Dir Talud

N5ºW N5ºW

0ºSE 76ºNW

H=35 m γ =2.40t/m3 C=2.00t/m2 o25=Φ

No RUMBO ECHADO F.S.E F.S.S F.S.S+A (60%) F.S.S+A (100%) N25ºw 65ºNE 1 N18ºW 22ºSW

50.26

10.91

10.08

9.68

N25ºw 72ºNE 2 N18ºW 22ºSW

50.77

10.10

9.99

9.60

N31ºW 65ºNE 3 N18ºW 22ºSW

26.06

7.21

7.11

6.77


24.95

7.14

7.05

6.70


4.87

2.79

2.73

2.53

E-W 85ºN 6 N18ºW 22ºSW

3.24

2.07

2.03

1.85

E-W 85ºS 7 N18ºW 22ºSW

3.17

2.04

2.00

1.82

N-15ºE 72ºSE 8 N18ºW 22ºSW

3.08

2.28

2.27

2.21


Dir Talud

N86ºE N86ºE

0ºSW 76ºSE

H=26 m γ =2.40t/m3 C=2.00t/m2 o25=Φ

No RUMBO ECHADO F.S.E F.S.S F.S.S+A (60%) F.S.S+A (100%) N15ºE 72ºNE 1 N18ºE 22ºSW

4.97

2.41

2.34

2.06


13.52

9.73

9.11

6.88


91

A partir de los resultados obtenidos, se verificó que la continuidad de las fracturas fuese igual o menor que la longitud definida por la geometría de la cuña y posteriormente se definió la geometría de la cuña más desfavorable para cada talud. En las tablas 31 a 37, se muestran en sombreado los planos que fueron escalados.


Dir Talud

N86ºE N86ºE

0ºNE 76ºNW

H=26 m γ =2.40t/m3 C=2.00t/m2 o25=Φ

No RUMBO ECHADO F.S.E F.S.S F.S.S+A (60%) F.S.S+A (100%) N65ºW 72ºNE 1 N18ºW 22ºSW

2.67

1.53

1.45

1.16

N31ºw 65ºNE 2 N 18ºW 22ºSW

18.99

5.25

5.15

4.49


18.20

5.21

5.11

4.73

N25ºW 65º NE 4 N18ºW 22ºSW

41.63

7.96

7.85

7.45


39.67

7.89

7.78

7.36

N25ºW 72ºNE 6 N31ºW 65ºNE

12.62

9.08

8.61

6.88


Dir Talud

N54ºE N54ºE

0ºNE 64ºNW

H=13 m γ =2.40t/m3 C=2.00t/m2 o25=Φ

No RUMBO ECHADO F.S.E F.S.S F.S.S+A (60%) F.S.S+A (100%) N25ºw 65ºNE 1 N18ºW 22ºSW

41.96

8.02

7.91

7.91


40.01

7.96

7.84

7.43


18.18

13.08

12.41

9.96


19.08

5.27

5.17

4.81


18.29

5.24

5.13

4.76


3.17

1.82

1.74

1.50

E-W 85ºNE 7 N18ºW 22ºSW

2.65

1.70

1.61

1.52

E-W 85ºSE 8 N18ºW 22ºNW

2.84

1.83

1.72

1.58


92

En las figuras 34 a 39 se muestra la geometría de las cuñas más desfavorables en cada uno de los taludes de los portales de entrada y salida de los túneles de desvío.

N

Figura 34. Portal de entrada talud 1

N


N



93

N

Figura 37.Portal de salida talud 1

N

Figura 38. Portal de salida talud 2 y 3

N

Figura 39. Portal de salida talud 4


94

Las tablas 38 y 39 contienen los resúmenes de los resultados de los análisis de estabilidad de los taludes en roca.

Tabla 38. Factores de seguridad mínimos en los portales de entrada. TALUD PLANOS DE CUÑA ALTURA

m F.S.E F.S.S F.S.S+A (60%) F.S.S+A

(100%) N18ºW 22ºSW 1 N65ºE 75ºSE

32

2.93

1.91

1.86

1.58

N18ºw 82ºNE 2 N 65ºE 75ºSE

17

1.53

1.00

0.83

0.27

N-S 70ºW 3 N39ºW 82ºNE

27

1.58

1.26

1.14

0.69

Tabla 39. Factores de seguridad mínimos en los portales de salida. TALUD PLANOS DE CUÑA ALTURA

m F.S.E F.S.S F.S.S+A (60%) F.S.S+A

(100%) E-W 85ºS 1

N18ºW 22ºSW

35

3.17

2.04

2.00

1.82 E-W 85ºS 1

N18ºW 22ºSW

9

3.17

2.04

2.00

1.82 N15ºE 72ºNE 2 N18ºE 22ºSW

26

4.97

2.41

2.34

2.06

N15ºE 72ºNE 2 N18ºE 22ºSW

9

5.16

2.51

2.43

2.15

N65ºw 72ºNE 3 N18ªW 22ºsw

26

2.67

1.53

1.45

1.16

N65ºw 72ºNE 3 N18ªW 22ºsw

9

3.87

2.22

2.14

1.85

E-W 85ºNE 4 N18ºw 22ºsw

13

2.65

1.70

1.61

1.52


95

5.2. TALUDES EN SUELO. 5.2.1. METODO DE BISHOP Las masas de suelo con superficie inclinada pueden ser resultado de la acción de agentes naturales. Todos los taludes tienen una tendencia inherente a degradarse en una forma más estable. El método de Bishop constituye una forma satisfactoria de determinar el factor de seguridad de taludes en suelo, el cual es utilizado para analizar superficies de fallas circulares y considera las fuerzas que actúan sobre las caras laterales de las dovelas o la iteración lateral entre dovelas con una resultante nula en dirección vertical. El esfuerzo normal que actúa en un punto del arco de falla estará influenciado principalmente, por el peso del suelo situado por encima de este punto. En este método se propone un círculo de falla a elección y la masa de falla deslizante se divide en una serie de dovelas verticales de forma trapesoidal; se consideran el equilibrio de cada una de estas dovelas, se toman en cuenta los esfuerzos efectivos tangencial y normal sobre las caras laterales de la dovela; para evaluar el factor de seguridad se emplea la siguiente formula:

( )[ ] ( )[ ]

∑

∑=

=

=

=

ΦΔ−+Δ=

ni

i

ni

i

iWisen

MixiuiWixicFs

1

1/1tan

θ

θ

En donde: c= cohesión Δxi= ancho de la dovela ui =presión hidrostática Wi= peso de la dovela Φ= ángulo de fricción interna i=n= número de dovelas Fs= factor de seguridad Donde Mi se calcula con la siguiente ecuación:

( ) ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ Φ

+=Fs

M iii

tantan1cos θθθ


96

γ

φ

Figura 40. Esquema de dovelas para el método de Bishop

Este método determina la resultante de las presiones intersticiales sobre el arco de la falla o sobre la base de la dovela. Las fuerzas que actúan sobre una cuña deslizante de base circular son: 1.- Los esfuerzos normales y tangenciales distribuidos sobre el contorno de la dovela y 2.- Las fuerzas resultantes que actúan en la dovela analizada. Este método considera que las fuerzas horizontales que actúan sobre las caras de cualquier dovela que componen la cuña deslizante, tienen una resultante nula en la dirección horizontal al arco de deslizamiento. Para taludes en suelos, se analizaron las siguientes condiciones:

1. Estático 2. Dinámico


97

Se realizó el análisis de estabilidad de los taludes de los portales de entrada y salida en ambos túneles; para los depósitos de talud (Qdt) y depósitos lacustre pumicítico Qlp. En el plano 8 se muestran los perfiles longitudinales de ambos túneles de desvío, donde se observa el material que conforma a los portales de entrada y salida. 5.2.2. ANÁLISIS DE ESTABILIDAD. Los análisis deben llevarse a cabo en términos del esfuerzo efectivo en problemas de estabilidad de taludes, debido a las variaciones de los esfuerzos a lo largo de la superficie de deslizamiento de prueba, la masa deslizante se considera como una serie de dovelas, y se selecciona un círculo de deslizamiento razonable, el cual es evaluado tal como se describe a continuación:

25 m

Qdt

37

radio 34 m

Figura 41. Esquema del talud del portal de entrada del túnel 2

Datos para análisis de estabilidad en el talud 1 (portal de entrada). γ=1.90 t/m3 φ=40° c=8.5 t/m2 Los datos siguientes se obtienen de la figura 41 y de las fórmulas que se muestran a continuación:


98

ΔX1=Ancho de la dovela =5.0 H= altura de la dovela =12

γ** HAW = 11490.1*12*0.5 ==W CΔX1=8.5*5.0=42.5 U1= Presión insterticial U1ΔX1=0*5.0= 0 w- U1ΔX1=114−0= 114 w- U1ΔX1*tanφ= tan40*114=95.657 CΔX1+ w- U1ΔX1*tanφ=42.5+95.657= 138.157 θ=37 wsenθ= 114∗0.6018 = 68.6069 Los valores anteriores corresponden a una dovela, por lo que hay que realizar los mismos cálculos para las siguientes, según sea el número de dovelas en cada talud, como se muestra en la tabla 40. Para obtener el momento motor se proponen diversos valores de factores de seguridad estable y se sustituye en la siguiente ecuación y por medio de iteraciones se llega el valor del F.S requerido.

( ) ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ Φ

+=Fs

M iii

tantan1cos θθθ Se propuso un factor de 1.60

( ) 1142.160.1

40tan*29tan137cos =⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ += iiM θ

CΔX1+ w- U1ΔX1*tanφ / Mi =1.60 = 68.6069/1.1142 = 123.9913 Se hace el mismo procedimiento para cada una de las dovelas, para tener el factor de seguridad se emplea la siguiente fórmula

θWSENMTANXUWXCFS

ΣΦΔ−+ΔΣ

=)60.1/())*11(1(

60.14.2034.325

==FS

En la Tabla 40 se muestra el procedimiento para el cálculo del primer análisis.

Tabla 40. Cálculo del primer análisis de estabilidad del portal de entrada con el método de Bishop

Dovela Ancho Altura W Caxi UiAxi w-UiAxi tanφ w-Uaxitanφ Caxi * tanφ θ wsenθ Mi= 1.60 1.60

1 5.0 12 114 42.5 0 114 0.8390 95.6573 238.157 37 68.6069 1.1142 2 7.5 12 171 63.75 0 171 0.7390 143.8606 207.236 52 134.749 1.0289

Σ203.4 325 Fs= 1.60

99

CA

PITU

LO 5. A

NÁ

LISIS

DE

TALU

DE

S.


100

En las Tablas 41 a 45, se muestran los puntos analizados para determinar el factor de seguridad, con radios y dovelas variables, a continuación se muestran los factores de seguridad obtenidos.

TABLAS DEL MÉTODO DE BISHOP Tabla 41. Factores de seguridad de los portales de entrada talud 1.

TQdt ( DEPÓSITOS DE TALUD) PUNTO RADIO 1

(m) F.S RADIO 2

(m) F.S

1 34 2.34 38 1.95 2 28 2.90 31.5 2.56 3 41.5 1.52 46 1.65 4 34 2.94 38.5 2.73 5 27 3.47 32.5 2.06 6 29.5 2.23 36 1.64 7 22.5 6.01 8 24.5 4.59 28.5 3.97 9 29.5 4.92 31.5 2.51

10 30 2.77 35 2.40 11 31.5 2.94 38 2.02 12 36 2.31 40.5 2.09 13 25 7.71 30 4.12 14 28.5 5.66 31.5 4.37 15 32 4.34 36 3.22 16 32.5 3.85 38.5 2.78 17 37.5 3.11 41 2.14 18 40 2.41 45 1.97 19 41.5 3.37 46.5 2.16 20 39 3.30 44 2.57 21 36 4.03 41 2.94 22 33 6.39 38.5 3.42 23 32 5.75 35.5 4.52 24 32 4.79 25 38 6.54 26 38.5 4.48 27 37.5 6.49 42 3.88 28 37.5 4.18 39.5 3.18 29 44 4.16 49.5 2.51 30 47 4.43 52.5 2.38 31 50.5 3.94 56 2.98 32 46 4.76 51.5 2.90 33 51.5 5.57 34 43.5 5.83 47.5 3.50 35 42.5 4.90 36 39.5 5.84 37 40 7.41 38 48 5.09 39 50 4.59 40 48.5 7.19 54 3.37 41 51.5 5.79 56 3.37 42 55 3.92 59.5 2.76 43 56 3.99 62.5 2.49 44 53.5 3.19 58.5 2.38 45 49.5 3.21 55 2.31 46 46 2.87 51.5 2.12 47 41 3.35 48 1.93 48 43 2.76 38.5 1.82 49 35 2.31 39 1.59 50 31 2.18 36.5 1.72


101

Tabla 42. Factores de seguridad de los portales de entrada, talud 2. Qdt ( DEPÓSITOS DE TALUD)

PUNTO RADIO 1 (m) F.S RADIO 2 (m) F.S RADIO 3 (m) F.S 1 34 2.06 38 1.97 2 28 2.97 31.5 2.50 36.5 2.37 3 41.5 1.60 45 1.57 4 34 3.41 38.5 2.86 42.5 2.50 5 35 3.99 38.5 2.45 6 42.5 2.07 49.0 1.71 7 31.5 4.45 36.5 3.05 8 27 3.08 33.5 2.45 9 45 3.93 51.5 2.78

10 42.5 3.09 11 44 3.49 51 2.38 12 40.5 3.38 49.5 2.32 13 36.5 5.56 43.5 3.0 14 31.5 4.48 37 3.61 15 24.0 3.67 31 3.10 16 24.0 5.08 17 32.5 4.73 22 23.5 2.66 25 48.5 3.31 26 49.5 4.14 52.5 2.92 27 51.5 3.68 57.5 2.55 28 46.5 3.65 29 45 4.48 30 45.5 4.09 52 2.60 31 44 3.34 32 43 4.06 33 40 3.61 46.5 4.11 34 36 4.06 35 44 2.91 48.5 2.18 36 51.5 2.48 58 2.00 37 58 2.92 64 2.14 38 29 3.79 35.5 2.87 39 50 3.82 56.5 2.77 41 37.5 2.35 42.5 1.86 42 33.5 2.25 38.5 1.76


102

Tabla 43. Factores de seguridad de los portales de salida, talud 1. Qlp ( DEPÓSITOS LACUSTRES Y PUMICÍTICOS, POCO CONSOLIDADOS)

PUNTO RADIO 1 (m) F.S RADIO 2 (m) F.S 1 15 2.97 20 2.55 2 15 2.37 19.5 2.28 3 18 2.08 20 1.81 4 22 2.33 5 25 4.05 6 27.5 3.87 7 20 2.95 23 2.55 8 25.5 2.30 9 19 2.68 24 4.62

10 20 3.34 25 2.63 11 21.5 2.26 29.5 2.69 12 22 1.94 26 1.62 13 27 1.91 14 29 2.79 15 32 4.01 16 23 5.97 29 4.38 17 23 6.51 29.5 3.96 18 30 3.07 27 2.48 19 25 2.63 30 1.77 20 31 1.89 21 32.5 1.82 22 35.5 3.49 23 28.5 7.43 34.5 7.20 24 28.5 4.46 35.5 3.59 25 31 3.18 35.0 2.51 26 31 2.15 35.0 2.59 27 36 1.78 28 37.5 1.81 29 40 2.52 30 34.5 5.91 40 5.22 31 35 3.71 40 3.99 32 35 4.28 39.5 3.03 33 36.5 3.08 40 2.18 34 38 2.21 41.5 2.28 35 42.5 1.80 36 44 1.94 37 38.5 7.35 44.5 5.48 38 38.5 4.64 45 3.83 39 39 4.04 45 3.33 40 40.5 2.74 45 2.83 41 45.5 2.50 42 47.5 1.82 43 49 1.80 44 44.5 7.61 50 4.91 45 44.5 5.03 50 4.26 46 44 5.50 49.5 3.48 47 45 5.25 50 3.14 48 47 2.47 51 2.89 49 52 2.57 50 54 1.71


103

Tabla 44. Factores de seguridad de los portales de salida, talud 2.Qlp ( DEPÓSITOS LACUSTRES Y PUMICITICOS, POCO CONSOLIDADOS)

PUNTO RADIO 1 (m) F.S RADIO 2 (m) F.S 1 7.8 19.08 10 3.80 2 6.8 7.33 9.4 5.56 3 7.4 4.02 10 3.90 4 7.8 3.43 9.8 3.75 5 10 2.86 6 10.4 3.23 7 11 6.97 8 12 7.90 9 9.4 16.58 12 10.11

10 9.4 7.67 11.8 6.52 11 10.0 5.15 12 4.86 12 9.6 4.56 11.8 4.39 13 10 2.92 14 13 3.72 15 13 3.74 16 14 6.59 17 11.2 14.07 14 8.24 18 12 7.92 14.2 6.61 19 12.2 5.81 14.2 4.86 20 11.6 4.06 13.8 4.04 21 11.6 4.27 13.6 3.53 22 14 2.86 23 15 3.05 24 16 3.51 25 13.6 18.70 16 11.54 26 12.6 12.14 16 6.51 27 13.2 7.42 16.2 4.99 28 13.8 5.89 16 4.32 29 14 6.38 16 3.54 30 13.6 3.92 16 3.63 31 16.6 2.70 32 17.4 3.19 33 15 17.34 18 8.79 34 15 13.34 18 6.44 35 15 6.78 18 5.51 36 15 6.86 17.8 2.83 37 15.8 6.51 18 3.60 38 16 4.00 18.2 3.52 39 18.6 2.77 40 19.0 2.69 41 17.4 12.98 19.8 9.97 42 17.4 9.07 20.2 6.42 43 17 8.21 20. 5.22 44 17.4 7.21 19.8 4.34 45 17.4 4.92 20 3.97 46 18 4.73 20 3.82 47 18.6 4.94 20.4 3.37 48 21.2 2.91 49 15.8 9.90 19.2 5.71 50 19.4 3.79


104

Tabla 45. Factores de seguridad de los portales de salida, talud 3. Qdt ( DEPÓSITOS DE TALUD)

PUNTO RADIO 1 (m) F.S RADIO 2 (m) F.S 1 7.4 9.39 10.2 10.88 2 7.6 7.96 10 5.99 3 7.6 4.61 10 5.17 4 8.2 4.50 10 5.33 5 10.6 3.15 6 10.8 5.66 7 11.8 6.15 8 13 13.60 9 9 11.00 12.2 8.4

10 9.2 8.45 12 7.16 11 9.4 6.57 12 4.45 12 10.2 4.31 12.2 5.08 13 12 4.65 14 12.8 3.52 15 13.4 4.84 16 14.4 6.74 17 11.6 15.35 14 9.48 18 11 9.37 14.4 6.54 19 11 8.21 14 5.49 20 11.8 4.44 14.2 4.85 21 11.8 4.93 14 4.38 22 14.4 3.36 23 15.6 3.80 24 16.2 4.35 25 13 16.56 15.6 11.05 26 12.8 10.15 16 8.70 27 13 8.65 16 7.38 28 12.8 5.16 15.6 4.83 29 13.6 4.80 16 4.19 30 16.4 3.41 31 17 3.91 32 18 3.68 33 14.6 14.35 18 10.33 34 14.8 11.47 17.6 8.29 35 14.8 9.42 18 6.07 36 15.2 5.64 18 5.48 37 15.8 4.95 18 4.77 38 16.4 4.53 18.4 4.40 39 19 3.28 40 19.8 3.48 41 15.4 7.25 18.2 5.13 42 20.4 3.29 43 17 16.05 19.8 10.64 44 16.8 10.48 19 7.94 45 16.6 9.19 19.6 6.48 46 17 9.11 20 6.84 47 17.4 5.31 19.8 4.67 48 18 5.53 20.4 4.32 49 20.8 5.89 50 21.2 3.59


105

5.3 Diseño de tratamientos. De acuerdo con los resultados del análisis en el programa swedge, se llevo a cabo el diseño del soporte requerido para estabilizar los bloques que podrían caerse en los taludes de entrada y salida de ambos túneles. A continuación se presenta la hoja de cálculo de la estabilidad de taludes, de acuerdo a “Hoek Slope Engineering” referencia 7.

Talud desfavorable en los Portales de Entrada.

CALCULO DE ESTABILIDAD DE TALUDES CÁLCULO; Lorena Dávalos y Héctor Manuel Dávalos. Fecha; 18/12/2007

ANALISIS DE ESTABILIDAD DE CUÑAS EN TALUDES DE ROCA

DATOS: Planos de análisis Planos del talud Plano de grieta PLANO 1 2 3 4 5 Ψ 22 75 0 76 76 Echado α 73 154 330 150 150 Dirección de echado C1 2.00 Ton/m2 φ1 25º TAN φ1 0.47 C2 2.00 Ton/m2 φ2 25º TAN φ2 0.47

η 1.00 γ 2.5 Ton/m3 Wγ 1.00 Ton/m3

H1 17.00 m L 3.31 m t1 25.5 T 0.00 Ton Ψt 0.0 º αt 0.0 º t2 34.5 E 0.00 Ton ΨE 0.0 º αE 0.0 º Talud seco (s/n)? s Grieta de tension (s/n)? n Factor de seguridad requerido (s/n)? 1.5 Resultados Los planos forman una cuña? Se forma cuña Dirección de la línea de intersección de los planos 1 y 2= Ψi 22.0 º α i 250.2 º Peso de la cuña = 1050.33 Ton Se forma grieta de tensión = Presión de agua en la grieta de tensión = 0.00 Ton/ m2 Presión de agua en el plano 1 = 0.00 Ton/ m2 Presión de agua en el plano 2 = 0.00 Ton/ m2 FS 1.536 La cuña se apoya sobre el plano 1 Dirección de la fuerza de anclaje = Ψt -48º α t 442.9º


106

Se propuso un sistema de refuerzo a base de anclas de fricción. Anclas de 1” Ø. Tensión del ancla.

bfyAsTa Φ=

( ) ( ) TonskgcmkgcmTa 1650.1597075.0420007.5 2

2 ≈=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

22 55.2774.41033.1050

mTon

mTon

AcuñaWcuñaactuanteEsf ===

2

2

27.655.2

16 m

mTon

TonPAAP

===∴=σ

σ


( )

.100160

16000;15916000

20010.054.216000;'10.0 2

cm

cmkgkgLa

cmkgLakgs

cmkgLacmkgcfLaDbTa

==∴=

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛== ππ


107


2.1*06.0'

06.01

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡≥= fyDb

cffyasLa

( )( ) 2.1*420054.206.0

200

420007.506.0

2

2

22

1

⎥⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢⎢

⎣

⎡

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛≥

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

=cmkgcm

cmkg

cmkgcm

La

[ ] 2.1*01.6434.901 cmcmLa ≥= rige cmLacmLa 11041.108 11 =≈= Longitud de bulbo debido a la adherencia con la roca.

( )

cmcm

cmkgkgLb

cmkgLbkg

cmkgLbcmkgsRCSLbDBTa

2529.2305.687

16000;05.68716000

28710.062.716000;10.0

2

2

≈==∴⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛== ππ


El factor de seguridad obtenido con el programa Swedge para el Talud 2 en los portales de Entrada es F.S=3.98, con una presión de soporte de 0.5. Fuerza de Anclaje Total = P

No anclas = ....Ta

TAF No anclas = 83.12

16387.205



774.410==

anclasNoárea

sep = √31.59= 5.6 m

En el anexo 1 se describe el procedimiento para el cálculo del análisis de estabilidad de taludes en roca.


108

A continuación en la Tabla 46 se muestran los factores de seguridad para los taludes más desfavorables tanto en los portales de entrada y salida de ambos túneles.

TALUD DIRECCIÓN ∅ ancla (pulg)

Ta ancla (ton)

Fy (kg/cm2) Lt (m) Factor de seguridad

Patrón de anclaje (m)

2 P.e N60°E 1” 16 4200 6.00 3.98 5.6 x 5.6 3 P.e N60°E 1” 16 4200 16.00 2.11 2.5 x 2.5 3 P.s N86°E 1” 16 4200 25.00 2.96 3.2 x 3.2

Tabla 46. Resumen de los taludes más desfavorables.

Nota: P.e = Portales de Entrada P.s= Portales de Salida Ta = La fuerza de tensión que soporta un ancla de dicho diámetro. Fy = La resistencia de fluencia de cada ancla.

5.4 Tratamientos de soporte en los portales de entrada y salida. Para mejorar las condiciones del macizo rocoso, previo a la excavación de los túneles, en la zona de los portales de entrada y salida de cada túnel, se deberá realizar un tratamiento de pre-anclaje en la bóveda de los mismos, como se mencionó en la Tabla 28. Los tratamientos de soporte y protección seleccionados para aplicarse en los taludes frontales y laterales de los portales de entrada y salida, son los que se describen a continuación: a). Anclaje.- Se emplearán anclas de tipo fricción con barras de varilla corrugada de 1" de diámetro, según se indique, el límite de fluencia del acero de las anclas fue de 420 MPa (4200 kg/cm2) y se colocaron en barrenos de 57 mm (2 1/4") de diámetro mínimo respectivamente, para anclaje con mezcla inyectada convencionalmente. Se inyectaron con mortero de f´c ≥ 18 MPa (180 kg/cm2). La colocación fue en tresbolillo, las anclas fueron horizontales y con dirección perpendicular al talud. El extremo de cada ancla tiene una longitud roscada de 20 cm para sujetar una placa metálica cuadrada apoyada contra el terreno, por medio de una tuerca. La placa fue de 20 x 20 cm, de 12 mm de espesor. b).Concreto lanzado.- Se recomendó de f´c ≥ 20 MPa (200 kg/cm2). De un espesor total de 7 cm con malla electrosoldada de acero de E44-66 aplicable solo en taludes permanentes. Se aplicó una capa primaria de 3 cm, siguiendo con la colocación de la malla, la cual se fijó al terreno por medio de clavos de acero empleando pistola del tipo Hilti ó similar, o bien por medio de anclas cortas de 30 cm de longitud, en un patrón suficiente para que la malla quede totalmente pegada al terreno, continuando con otra capa de concreto lanzado de 4 cm de espesor, para cubrir totalmente la malla de acero. El hombro de cada talud, se protegió con concreto lanzado con acero de refuerzo, cubriendo 1 m de ancho sobre la berma y a todo lo largo del talud.


109

c). Drenaje largo.- Consistió en la perforación de barrenos de 75 mm (3") de diámetro y de 6 m de longitud, dispuestos en tresbolillo, con una inclinación ascendente de 10° con respecto a la horizontal. En todos los casos, la primera línea de barrenos de drenaje se ubica a 3 m de altura a partir del piso terminado y la última línea se ubicará a 3 m por debajo del hombro del talud. d). Drenaje corto.- Con el objeto de disipar posibles presiones hidrostáticas en toda el área de colocación de concreto lanzado, deberán perforarse drenes de 2.12mm (1” 7/8”) de diámetro mínimo, penetrando 0.20 m en roca, dispuestos en un patrón de 2.5 x 2.5 m. e).Drenaje superficial.- Se deberán prever obras de drenaje pluvial como son: contracunetas, cunetas, alcantarillas, etc. En el plano 8 se muestra los perfiles de los taludes más desfavorables y la colocación de anclaje para cada uno de ellos, así como las recomendaciones de inclinaciones y alturas de los taludes.

CONCLUSIONES

110

CONCLUSIONES

1 La generación hidroeléctrica representa la mayor fuente de energía eléctrica en México. La capacidad de generación instalada en hidroeléctricas es mas del 64% de la capacidad total del sistema eléctrico nacional, con la central hidroeléctrica “ El cajón” abarca un potencial hidroenergético de 4300 MW y ocupa el segundo lugar en potencial y en generación después de la Central Hidroeléctrica Aguamilpa-Solidaridad.

2 Los proyectos hidroeléctricos y los termoeléctricos son los que ofrecen ciertas ventajas,

algunas de ellas son:

• La producción de energía eléctrica en operación conjunta con plantas previstas y construidas a lo largo de río para atender picos de consumo.

• La Central Hidroeléctrica “El Cajón” regulará los escurrimientos de la cuenca y

beneficiará a la central Aguamilpa, al recibir las aportaciones del río Santiago se incrementará 69.61 GWh.

• Generación media anual de 1228 GWh y ahorro de 2 millones de combustóleo al

año.

• El monto de inversión para su construcción y operación requieren una inversión mayor en cuanto a recursos materiales y económicos.

• Una secuencia es el hecho que la inversión inicial se recupera en menor tiempo

que con otro tipo de proyectos y este oscila entre 5 y 10 años aproximadamente.

• Adicionalmente la capacidad de generación eléctrica del proyecto hidroeléctrico es grande.

• La creación de 10000 empleos directos e indirectos durante su construcción,

estimada en 54 meses de duración.

• La mejora de vías de acceso fluvial y terrestre dentro de la zona de la central “El Cajón” y diversificar las fuentes primarias de energía en el Sistema Eléctrico Nacional.

Debido a los Proyectos Hidroeléctricos en operación, construcción y capacidad de generación en todo el país este tiene mucha importancia dentro del Sistema Eléctrico Nacional. El estudio de estos proyectos antes, durante y después de su construcción es de gran interés para la Comisión Federal de Electricidad.

CONCLUSIONES

111

3 Una de las obras principales de proyecto es la obra de desvío, que consiste en dos túneles de sección portal, localizados en la margen izquierda del río Santiago excavados en roca, la plantilla y las paredes son revestidas de concreto hidráulico y concreto lanzado en bóveda. Los túneles están diseñados hidráulicamente para transitar una avenida de diseño de 6481 m3/s, los portales de entrada y salida de ambos túneles fueron excavados en roca. Para la realización de la obra de desvío se elaboro un estudio de la geología local del sitio y de las discontinuidades existentes en el macizo rocoso, el cual se encuentra delimitado por fallamiento regional, que permitió la definición de bloques y sub-bloques. La zona donde se construyeron los túneles de desvió esta constituida por rocas ígneas tipo ignimbritas, llamadas localmente “El Cajón” y se dividen en tres unidades litológicas denominadas como TicU1, TicU2 y TicU3, siendo las dos últimas, las que alojan mayor parte de la excavaciones. Las principales estructuras que afectan a la masa rocosa, en la margen izquierda son fallas de tipo normal, de continuidad importante, presentan tres rumbos preferenciales que son.

1. NW-SE 2. E-W 3. N-S con echados que varían de 60° a 85°

Existen cuatro principales sistemas de fracturamiento por cada unidad litológica, las

fracturas en general se presentan cerradas y ocasionalmente abiertas con rellenos arcillosos, son rugosas su continuidad es muy variable y su frecuencia fluctúa entre 1 y 4 fracturas por metro por lo que puede decirse que el macizo rocoso esta intensamente fisurado.

4 Dentro del estudio realizado en la zona de los portales de entrada y salida tienen

materiales de cobertura que son :

• (Tc) Depósitos conglomeraticos: constituidos por material de boleos con diámetros que oscilan 0.10 a 0.30 cm

• (Qb) Basalto cuaternario: roca de color gris oscuro a negro tipo columnar

y vesicular formando terrazas de 15 a 20 m

• (Qdt) Depósitos de talud: pequeños fragmentos de roca y grandes bloques de composición heterogénea.

• (Qal) Aluvión: constituidos por arenas, gravas y boleos mal clasificados.

Por debajo de los materiales no consolidados, se encuentra una roca que corresponde a la unidad TicU2, su peso volumétrico de 2.45 t/m3 presenta un RQD global de 30% que califica como macizo de mala calidad. De acuerdo con los resultados de la prospección geofísica, se clasifica en una roca fracturada y alterada, los resultados de

CONCLUSIONES

112

las pruebas de resistencia mecánica en roca intacta la clasifican como una roca de resistencia baja y módulo relativo medio. La unidad TicU3 es la roca donde se tienen el mayor volumen de excavación para los túneles y portales de salida; su peso volumétrico de 2.40 t/m3 presenta un RQD global de 57% que la califica como macizo de regular calidad. De acuerdo con los resultados de la exploración indirecta (geofísica) se clasifica como una roca fracturada y poco alterada. Los resultados de las pruebas de resistencia mecánica en roca intacta, la clasifican como una roca de resistencia media y módulo relativo medio. Cabe mencionar que dentro de ambas unidades litológicas, se tienen condiciones de rocas de mala calidad por la presencia de fallas y contactos litológicos, que hacen que su calidad decrezca, por lo cual en estas zonas se tuvieron los mayores cuidados durante la construcción, por los problemas de inestabilidad que pudieron haberse presentado.

5 El presente trabajo estudia el comportamiento de construcción de ambos túneles, se realizaron los siguientes análisis para diseñar los tratamientos de soporte y drenaje para la estabilización y protección de las excavaciones: • Análisis geológico estructural: Teniendo en cuenta las características del macizo

rocoso (fisurado y con presencia de fallas) los mecanismos de fallas probables durante las excavaciones serán por inestabilidad de bloques, por lo que se realizó el análisis de la cuña máxima en el programa Unwedge, el cual, permitió definir las geometrías de las cuñas y los factores de seguridad mas desfavorables tanto en la bóveda como en las paredes.

• Análisis de esfuerzos: se realizó el análisis por esfuerzos inducidos en la roca

alrededor de las excavaciones, lo cual nos permitió definir que los túneles no tendrán problemas de plastificación de la roca.

De acuerdo a los resultados, se diseñaron los tratamientos de soporte para la estabilización de los túneles, con base al criterio de la cuña máxima, con un factor de seguridad no menor de 1.5, se emplearon anclas de fricción de 1” de diámetro, con marcos de acero que soportan un carga de 6.5 m, se colocaron drenajes largos de 75 mm de 6 m de longitud y drenajes cortos de 21.2 mm y concreto lanzado de f`c 20 Mpa, de 3 a 5 cm de espesor

6 Se estudio el comportamiento de los taludes en roca y suelo en los portales de entrada y

salida de ambos túneles, se realizaron los siguientes análisis para diseñar los tratamientos de soporte y drenaje para la estabilización y protección de los taludes.

• TALUDES EN ROCA: Se realizó el análisis de estabilidad de los taludes para

los portales de entrada y salida determinando la geometría de las cuñas con base a la intersección de los sistemas de fracturamiento y las diferentes orientaciones de los taludes, se analizaron en el programa Swedge versión 1992-

CONCLUSIONES

113

2000, el cual nos permitió definir las geometrías de las cuñas y los factores de seguridad estático, sísmico y con presión hidrostática en las juntas y planos de debilidad

• TALUDES EN SUELO: Se analizó por el método de Bishop el cual nos permite

determinar el factor de seguridad en taludes en suelos, el que analiza superficies de falla circulares considerando las fuerzas que actúan sobre las caras de las dovelas llegando a un factor seguridad estable.

De acuerdo a los resultados se diseño los tratamientos de soporte para la estabilización de los taludes, con un factor de seguridad no menor de 1.5 se emplearon anclas de fricción de 1” de diámetro, se colocaron drenajes largos de 75 mm de 6 m de longitud y drenajes cortos de 21.2 mm y concreto lanzado de f`c 20 MPa de 7 cm de espesor con malla electrosoldada.

ANEXO

114

ANEXO

ANEXO

115

1. Solución analítica para taludes en roca. Para resolver analíticamente la estabilidad de taludes en roca se utilizan, métodos vectoriales; ciertamente son los más convenientes, como se muestra a continuación. La geometría del problema se ilustra en la figura 23. Las superficies de falla son denotadas por los planos 1 y 2, la superficie de tierra superior a través del plano 3, la cara del talud a través del plano 4, y la grieta de tensión a través del plano 5. Los datos de entrada que se requieren para la solución son los siguientes:

Figura: 1 Representación de la cuña en taludes en roca.

DATOS: Planos de análisis Planos del talud Plano de grieta PLANO 1 2 3 4 5

ψ 70 ° 70 ° 0 ° 76 ° 0 Echado α 90 ° 108 ° 240 ° 60 ° 0 Dirección de echado C1 2.00 Ton/m2 φ1 ° 25.0 º Tan φ1 ° 0.47 C2 2.00 Ton/m2 φ2 ° 25.0 º Tan φ2 ° 0.47 η 1 γ 2.5 Ton/m³ γw 1.00 Ton/m³

H1 45.50 m L 0.59 m T ψt αt E 100.00 Ton ψE 20.0 º αE 240.0 º

a) cálculo de los componentes de los vectores unitarios de las normales a los planos 1 a 5 (ax,ay,az)=(senψ1senα1, senψ1cosα1,cosψ1) = ((sen70)(sen90),*(sen70)(cos90),*(cos70)) = 0.939692621, 5.75631E-17, 0.34202014. (bx,by,bz)=(senψ2senα2, senψ2cosα2,cosψ2) =((sen70)(sen108),*(sen70)(cos108),* (cos70))= 0.89370079, -0.290380989, 0.34202014. (dx,dy,dz)=(senψ3senα3, senψ3cosα3,cosψ3) =((sen0)(sen240),*(sen0)(cos240),*cos0))= =-1.5115E-06, -8.72665E-07, 1. (fx,fy,fz)=(senψ4senα4, senψ4cosα4,cosψ4) =((sen76)(sen60),*(sen76)(cos60),*cos76))= = 0.840300748, 0.485147863, 0.2419219.

ANEXO

116

(f5x,f5y,f5z)=(senψ5senα5, senψ5cosα5,cosψ5) =((sen0)(sen0),*(sen0)(cos0),*cos0)) = 0.00, 0.00, 1.00. b) Cálculo de los componentes de los vectores en la dirección de las líneas de intersección de varios planos (gx,gy,gz) = (fyaz-fzay)(fzax-fxaz)(fxay-fyax) = 0.165930342, -0.060067562, -0.45588987 (g5x,g5y,g5z) = (f5yaz-f5zay)(f5zax-f5xaz)(f5xay-f5yax) = -5.75631E-17, 0.939692621, 0.00. (ix,iy,iz) = (byaz-bzay)(bzax-bxaz)(bxay-byax) = -0.099316148, 0.015730132, 0.27286887 (jx,jy,jz) = (fydz-fzdy)(fzdx-fxdz)(fxdy-fydx) = 0.485148074, -0.840301114, 0.00 (j5x,j5y,j5z) = (f5ydz-f5zdy)(f5zdx-f5xdz)(f5xdy-f5ydx) = 8.72665E-07, -1.5115E-06, 0.00. (kx,ky,kz) = (iybz-izby)(izbx-ixbz)(ixby-iybx) = 0.084615955, 0.27783125, 0.01478149 (Ix,Iy,Iz) = (ayiz-aziy)(azix-axiz)(axiy-ayix) = -0.005380022, -0.290380989, 0.01478149. c) Cálculo de los números proporcionales a los cosenos de varios ángulos. m = gxdx+gydy+gzdz = -0.455890065 m5 = g5xdx+g5ydy+g5zdz = -8.20037E-07 n = bxjx+byjy+bzjz = 0.677584686 n5 = bxj5x+byj5y+bzj5z = 1.21881E-06 p = ixdx+iydy+izdz = 0.272869009 q = bxgx+bygy+bzgz = 0.009811038 q5 = bxg5x+byg5y+bzg5z = -0.27286887 r = axbx+ayby+azbz = 0.956781816 S5= axf5x+ayf5y+azf5z = 5.75631E-17 V5= bxf5x+byf5y+bzf5z = -0.29038099 W5= ixf5x+iyf5y+izf5z = 0.272868873 λ= ixgx+iygy+izgz = -0.141822587 λ5= ixg5x+iyg5y+izg5z = 0.014781489 ε= fxf5x+fyf5y+fzf5z = 0.241921896 d) Cálculo de factores diversos R= r−1 = 0.290806733

ρ= nqnq

R 2

1= 11.82472596

μ= mqmq

R 2

1=-11.82472596

ANEXO

117

υ= PP

R1

= 3.438709927

G = gx2+gy2+gz2 = 0.238976561 G5 = g5x2+g5y2+g5z2 = 0.883022222

Μ= ( )21

222 2 RmmpGP +− λ = 0.009219361

Μ5= ( )21

222 5525 RmpmPG +− λ = 0.25641288

h= gzH1 = 99.80480659

h5= 5MPLHh −

= 2.960630717

B= 2

2122

12 2

R

TanTanrTanTan φφρμφφ ⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−+

= 10.06256225

e) Cálculo de Azimut y echado de la línea de intersección de los planos 1 y 2 ψ1=Arcsen ( )viz = 69.77079627

α1=Arc tan g ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−−

viyvix

= 69.77079627

f) Se checa la geometría de la cuña. No se forma cuña si. piz>0 = 0.074457459 ηqiz>0 = 0.002677127 grietade tensión invalidad εnq5iz<0 h5<0

155⟩

mhhm

15

555⟩

qmhnhmmq

ANEXO

118

g) Cálculo de las áreas de las caras y peso de la cuña

A1= p

hqmmqh2

555 22 −= 81.6 m²

A2= p

hmnqhm

nq

2

5555 2222 −

= 54.9 m²

A5= 52

5552

nhqm = 0.8 m²

w=γ=

⎟⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜⎜

⎝

⎛−

pn

hmqn

hmq

65

555 322222

= 43.92 Ton

h). Calculo de presiones de agua. Sin grieta de tensión

U1= U2 = pwhmiz6

γ= 0.00 Ton/m2

Con grieta de tensión

U1= U2 =U5 = dzmwh

355γ

= 0.00 Ton/m2

v =ε

ηε55 Au= 0.00 Ton/m2

i) Cálculo de las reacciones normales a los planos 1 y 2, asumiendo contacto en ambos planos N1=ρ(wkz+T(rν-s)+E(rνe-se)+V(rν5-s5))-U1A1 = 7.68 Ton N2=μ(wlz+T(rs-ν)+E(rse-νe)+V(rs5-ν5))-U2A2 = -7.68 Ton S=υ(wiz-Tw-Ewe-Vws) = 41.21 Ton Q=N1Tanφ1+ N2Tanφ2 + C2A1+ C2A2= 273.13 Ton

FS=SQ

= 6.63

ANEXO

119

A continuación en la tabla No 47 se muestra la nomenclatura que se utilizo en el procedimiento. Nomenclatura

ψ Echado del plano α Rumbo del echado del plano y tendencia de fuerza

H1 Altura de la cuesta referida al plano 1 L Distancia de la grieta de tensión de la cresta, medida a lo largo del rastro del plano 1. u Presión medida de agua en la cara de la cuña. C Fuerza cohesión de cada plano de falla φ Ángulo de fricción de cada plano de falla γ Peso de la unidad de piedra

γw Peso de la unidad de agua T Cable o ancla de tensión E Carga externa η Si la cuesta esta colgando, si la cuesta no esta colgando

Otros términos usados en la solución son: F Factor de seguridad contra resbalar a lo largo de la linea de intersección o en plano 1 ó plano 2 A Area de cara de cuña W Peso de la cuña V Empuje de agua sobre la cara de la grieta de tensión

Na Fuerza normal total sobre el plano 1 Sa Fuerza de corte sobre el plano 1 Qa Cortante resistente sobre el plano 1 F1 Factor de seguridad Nb Fuerza normal total sobre el plano 2 Sb Fuerza de corte sobre el plano 2 Qb Cortante resistente sobre el plano 2 F2 Factor de seguridad

N1,N2 Reacciones normales efectivas S Fuerza cortante total sobre los planos 1,2 Q Cortante resistente total sobre los planos 1,2 F3 Factor de seguridad.

Cuando el contacto se mantiene sobre el plano 1 Na, Sa, Qa, F1 Cuando el contacto se mantiene sobre el plano 1 Nb, Sb, Qb, F2 Cuando el contacto se mantiene en ambos planos 1 y 2 , N1, N2, S, Q, F3

N1’,N2’ Valores de N1, N2,S. cuando T=0 N1”,N2” Valores de N1, N2,S. cuando E=0

a Vector normal unitario para plano 1 b Vector normal unitario para plano 2 d Vector normal unitario para plano 3 f Vector normal unitario para plano 4 f5 Vector normal unitario para plano 5 g Vector en dirección de la línea de intersección 1,4

g5 Vector en dirección de la línea de intersección 1,5 i Vector en dirección de la línea de intersección 1,2 j Vector en dirección de la línea de intersección 3,4

j5 Vector en dirección de la línea de intersección 3,5 k Vector en plano 2 normal i L Vector en plano 1 normal i R Magnitud del vector i G Raíz de magnitud de vector g

G5 Raíz de magnitud de vector g5

REFERENCIAS

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REFERENCIAS: 1.-“Manual de Diseño de Obras Civiles”. Diseño por sismo Comisión Federal de Electricidad e Instituto de Ingeniería de la UNAM, 1993. 2.- “Informe Parámetros de Diseño por Sismo” para el Proyecto Hidroeléctrico El Cajon, Nay” Departamento de Sismotectónica. CFE. 3.- Normas ASTM (American Society for Testing of Materials) e ISRM (International Society for Rock Mechanics). 4.-STAGG-ZIENKIEWIKS “Mecánica de rocas en la Ingeniería Practica”. Editorial Blume Madrid España, Primera edición en castellano; 1970 5.-E.HOEK/E.T.Brow “Excavaciones Subterráneas en Roca”. Editorial MC Graw Hill Primera Edición; 1995. 6.-“GEOFISICA APLICADA A LA GEOTECNIA” Sociedad Mexicana de Mecánica de Suelos. 7.-“ROCK SLOPE ENGINEERING REVISED” Third edition Hoek y Bray Institution of mining and metalugy, London, 1981

PLANOS

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