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MUNICIPALIDAD METROPOLITANA DE LIMA Emisión:
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Emite Proyectista
VÍA EXPRESA LÍNEA AMARILLA Objeto:
Emite
Estudio d e la estabilidad de taludes para la excavación excavación del túnel PK 17+060 al 17+340 Documentos de Referencia:
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TÉCNICA Y PROYECTOS, S.A. (TYPSA)
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CONTROL DE LA EJECUCIÓN Nomb re
Revis ión / Categor ía
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MTG
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APL
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Actividad EL Elaboración
V1 Verificación de 1° nivel V2 Verificación de 2° nivel
AP Aprobación
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ÍNDICE
1.
INTRODUCCIÓN INTRODUCCIÓN ....................................................................................... ....................................................................................................................................... ................................................4
2.
DATOS DE PARTIDA ............................................................................. ............................................................................................................................... .................................................. 4
3.
PARÁMETROS PARÁ METROS GEOTÉCNICOS GEOTÉCNICOS .............................................................................................................. .............................................................................................................. 7
4.
HIPOTESIS DE CÁLCULO CÁL CULO ................................................................................................... ....................................................................................................................... .................... 8
5.
4.1.
Metodología Metodolog ía de cálculo ....................................................................................................................... ....................................................................................................................... 8
4.2.
Consideración Consideración del sismo ................................................................................................................... ................................................................................................................... 10
4.3.
Consideraciones Consideraciones adicionales adicionales ..................................................................................... ............................................................................................................ ....................... 10
PROTECCIÓN DE TALUDES TAL UDES ......................................................................................................... ................................................................................................................. ........ 11 5.1.
Anclajes pasivos (soil-nailing) (soil-nailing) ........................................................................................................... ........................................................................................................... 11
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1. INTRODUCCIÓN Para la construcción de la nueva Vía Expresa Línea Amarilla en la ciudad de Lima, se proyecta un túnel de 1.6 km de recorrido por debajo del río Rímac. La metodología constructiva para la ejecución del túnel consiste en el desvío temporal del río mediante la construcción de un canal, y la estabilización de los taludes de excavación para abrir un tajo completo para la construcción posterior del falso túnel mediante métodos convencionales. Para la estabilización de los taludes de excavación en el tramo de 280 m comprendido entre las progresivas 17+060 y 17+340 se ha propuesto la tecnología soil-nailing en ambos taludes. La tecnología soil-nailing consiste en la instalación de pernos pasivos de alta resistencia insertados en un terreno granular (suelos sueltos), de forma que aporten a los cortes realizados la suficiente resistencia para garantizar su estabilidad durante las etapas de excavación y construcción del túnel. En el talud izquierdo se ha analizado además la necesidad o no de limitar las deformaciones sobre las estructuras próximas, ya que los movimientos del terreno inherentes a la técnica flexible del soil-nailing podrían producir deformaciones inasumibles en la plataforma de la Vía de Evitamiento. El Río Rímac, en este tramo, debe pasar del lado derecho en la sección de mayor kilometraje (aguas arriba), al lado izquierdo de la Línea Amarilla. Se ha considerado que el desvío provisional por el lado derecho es
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Se ha analizado las secciones transversales en el tramo previsto, tramificando según geometrías similares que puedan ser modelizadas de acuerdo a una sección estandarizada para una longitud concreta. En la siguiente tabla se realiza la tramificación considerada para la posterior elección de las secciones de cálculo. Los extremos de los tramos corresponden con secciones transversales extraídas de los planos recibidos. nº 1 2 3 4 5 6
Tramo 17+060‐17+090 17+100‐17+110 17+120‐17+130 17+140‐17+220 17+230‐17+240 17+250‐17+270
7
17+280‐17+320
8
17+320‐17+340
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TRAMOS Y SITUACIONES DE CÁLCULO Talud izquierdo Talud derecho Observaciones 1H:1V Despreciable 1H:2V Despreciable 1H:5V Despreciable Vertical 1H:1V Muro izquierdo subvertical a respetar 1H:5V 1H:5V Nail ejecutados hay que quitarlos para el definitivo 1H:5V 1H:5V Se pueden aprovechar nails Superior 1H:2V con nails ejecutados 1H:5V Inferior 1H:5V Superior 1H:2V con nails ejecutados Cálculo izquierdo con geometría de canal 1H:5V Inferior 1H:5V
Tabla 1.Sectorización del tramo estudiado
En los tramos en los que se han desarrollado los nailings de las zonas superiores, se ha calculado con su contribución. Sin embargo, en el sector 17+230 a 17+240, las exigencias geométricas finales de la obra obligan a que los nails ejecutados deban ser retirados para la ejecución correcta del talud con el desarrollo
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restitución del Río Rímac en canalización, deja un talud de altura reducida. Se ha estudiado la estabilidad para el talud izquierdo.
Sección nº 3. P.K. 17+130: El talud izquierdo evoluciona hacia la vertical, adoptando una geometría 1H:5V que se propone con shotcrete en la cara superficial. La altura resultante es de 6.55 m. La vía de Evitamiento continúa adosada en la coronación del talud. El lado derecho sigue con las mismas características que hacia el inicio del tramo. Se ha estudiado la estabilidad del talud izquierdo de esta sección.
Sección nº 4. P.K. 17+220: Se trata de la sección con mayor restricción lo que obliga a adoptar un talud subvertical, que se prevé con una altura de 11.92 m. La Vía de Evitamiento queda en coronación por lo que deben extremarse las precauciones para que las deformaciones en la misma sean admisibles para el tráfico rodado. En el lado derecho se ha previsto un talud de altura moderada de 4.42 m, con un talud 1H:5V con shotcrete en su paramento. El espacio disponible hacia la margen derecha es amplio, por lo que se considera viable suavizar el talud derecho si fuera necesario. Han sido estudiadas las condiciones de estabilidad de ambas márgenes. Adicionalmente se ha realizado un estudio de deformaciones del talud izquierdo con los refuerzos propuestos para comprobar su aptitud.
Sección nº 5. P.K. 17+240: En el lado izquierdo las condiciones geométricas permiten suavizar el talud a 1H:5V. Si bien, continua la Vía de Evitamiento en coronación. La altura de este talud es de
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1H:2V para los 9.39 m superiores (y el canal insertado en esta zona) y 1H:5V para los 6.58 m inferiores. Para el lado derecho, se ha previsto un talud 1H:5V de altura 9.10 m que no puede suavizarse porque afectaría a la plataforma derecha adyacente, dejando una altura de ladera significativamente importante. Han sido estudiadas las condiciones de estabilidad de ambas márgenes.
3. PARÁMETROS GEOTÉCNICOS Los parámetros geotécnicos indicados y utilizados en el presente informe son los proporcionados por OAS, que según el mismo, se basan en el estudio del diseño original del sostenimiento lateral del túnel mediante anclajes activos realizado por la empresa Maffei Engenharia. En la zona objeto de análisis se consideran dos unidades geotécnicas diferenciadas: -
Unidad A: Gravas y arenas sueltas. Es la unidad geotécnica más superficial, y su base se sitúa aproximadamente a cota de río.
-
Unidad B: Grava arenosa densa. Es la unidad geotécnica profunda, donde se apoya la estructura del falso túnel.
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Unidad
Peso unitario (kN/m3)
Cohesión (kN/m2)
Ángulo de fricción interna (º)
Módulo Young (MPa)
A – Gravas y arenas sueltas
20
1.73
28.69
80
B – Grava arenosa densa
21.5
8.69
32.17
200
Tabla 4. Parámetros de cálculo geotécnicos utilizados
4. HIPOTESIS DE CÁLCULO 4.1. Metodología de cálculo Tal y como se ha indicado en el apartado anterior, los análisis realizados en el presente informe se han
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Acciones permanentes, peso propio del suelo
G
1.00
Acciones variables desfavorables
Q
1.20
Resistencia del perno
1.15
Resistencia al arrancamiento del bulbo
1.10
Factores de Reducción de los Pernos
Tabla 5. Coeficientes parciales de reducción y mayoración.
Para analizar la estabilidad de las excavaciones proyectadas se ha utilizado el método de equilibrio límite mediante el software GEOSLOPE. Dicho software permite determinar el factor de seguridad (inverso del factor de uso) mediante los métodos de Bishop y Janbu, entre otros. El método de Bishop plantea un cuerpo de falla circular dividido por dovelas (rebanadas verticales) de ancho uniforme o variable. En cada dovela se realiza el cálculo de equilibrio de fuerzas verticales y se determina el factor de seguridad a partir de la sumatoria de momentos con respecto al punto de giro. En el método de Janbu utilizado en los análisis del presente documento se ha planteado un cuerpo de falla
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4.2. Consideración del sism o Tal y como se indicó en el apartado anterior, el diseño del sistema de refuerzo de los taludes de excavación viene determinado por las etapas constructivas. La zona inferior del talud quedará completamente cubierta y tendrá un relleno de material granular entre el túnel y el talud, dando su peso y empuje pasivo adicional que no permitirá que exista una falla de estabilidad durante la vida útil del proyecto. Por este motivo, la zona inferior se considera en el diseño como temporal. El coeficiente sísmico adoptado para todos los estados constructivos del túnel, corresponden a un período de retorno equivalente a 200 años, adoptando un nivel de riesgo del 10% para un período de vida útil de 20 años. Para períodos de retorno de 200 años el estudio de riesgo sísmico del proyecto establece la aceleración sísmica básica entre 0.30g y 0.31g. Para el dimensionamiento del refuerzo de los taludes temporales del proyecto (etapas constructivas), se considera el 50% de la aceleración básica, dando un coeficiente sísmico horizontal para el análisis pseudoestático de los muros en la parte alta del talud de K h=0.155g.
4.3. Consideraciones adicionales
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5. PROTECCIÓN DE TALUDES El sistema de protección y estabilidad de taludes soil-nailing consiste en el sostenimiento de la excavación de un corte en suelos mediante hormigón proyectado y pernos de anclaje pasivos. En los siguientes apartados se indican las características de los elementos que conforman el sistema soil-nailing y el cálculo de los elementos estructurales.
5.1. Anclajes pasivos (soil-nailing) Para los análisis y diseño del soil-nailing se han utilizado las barras de anclaje pasivo del tipo TITAN 40/16 de la firma Ischebeck, los cuales tienen la característica de ser autoperforantes, siendo la armadura misma del anclaje la barra de perforación e inyección. Esta es una característica fundamental, que asociada a la alta calidad de los elementos componentes del sistema (barras, acoples, etc...) resulta en una solución de alta velocidad de ejecución en terreno. Los anclajes TITAN están compuestos por barras huecas con rosca externa continua en toda su longitud. La longitud de fabricación de estas barras es de 3.0 metros, y se empalman mediante manguitos roscados
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considerado conservadoramente que el suelo puede activar una fricción lateral de 150 kN/m 2 en la unidad correspondiente a gravas y arenas sueltas, mientras que se puede activar una fricción lateral de hasta 200 kN/m2 para la unidad de gravas arenosas densas. Independientemente de lo anterior, y para corroborar estos valores, se deberán realizar pruebas de arrancamiento de los anclajes proyectados en los materiales “in situ” y a distintos niveles.
5.1. Cálculo estru ctural d e la cara de hormigón Descripción del funcionamiento Dentro del sistema de anclas diseñado la cara de hormigón proyectado tiene diversas funciones, como proporcionar confinamiento lateral al terreno entre las propias barras o dar un acabado decorativo al talud. Es la primera función la que interesa y la que se utiliza para el diseño; este diseño contempla la determinación del espesor de material necesario, la calidad de los materiales, el cálculo del armado y las dimensiones de la chapa de anclaje de la barra. A grandes rasgos, la cara de hormigón debe retener localmente el suelo entre las anclas; el primer parámetro determinante en el diseño es la separación entre las barras: cuanto mayor sea su separación más
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a) Flexión
La resistencia a flexión se formará con el desarrollo de líneas plásticas a lo largo de la cara de hormigón. Los mecanismos plásticos críticos se formarán con líneas radiales de momentos negativos alrededor de la cabeza de las anclas y con líneas de positivos en las zonas medias entre barras. La formulación propuesta por el FHWA para determinar el tiro máximo en el ancla por flexión es la siguiente:
En la expresión, TFN es la resistencia del ancla buscada; C F es un coeficiente de seguridad que vale 1 en caso de caras permanentes; m v son los momentos unitarios, S H y SV son las separaciones horizontales y verticales respectivamente entre anclas. Es necesario desarrollar el concepto del coeficiente C F. Éste representa la no-uniformidad en el reparto de la presión del suelo; cuanto mayor es menos uniforme es la presión y más punta se adopta tras la barra. Es por ello que se aplica la unidad para sostenimientos permanentes, para no dejar trabajar al terreno fuera del rango elástico. Para determinar el momento resistido unitario, se propone la siguiente expresión:
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Figura 5. Esquema de la reacción del terreno frente al punzonamiento.
La expresión para evaluar la resistencia a punzonamiento de la cara de hormigón se basa en la formulación de la ACI, convenientemente corregida para adaptarla al problema que nos ocupa, con una superficie cónica y aplicando la reacción del terreno. La resistencia básica se evalúa:
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Por último, se coloca un armado de refuerzo local suficiente para resistir las tracciones inducidas por el esfuerzo local, de valor: As (cm2) = 0,006 . TFN (kN) Expresión válida para un acero de límite de fluencia 420 MPa.
Diseño Como se ha mostrado en el apartado anterior, el principal parámetro de diseño es la separación entre barras. Se busca uniformizar, para simplificar la construcción, los materiales (resistencias del hormigón y del acero), los armados, el espesor de la cara y de los detalles de conexión. Se adopta como dato las características de las anclas (diámetro del bulbo, material de las barras…). Como las caras de hormigón no pueden ser limitantes en la resistencia del sistema, para su diseño se comprobará que tienen suficiente capacidad como para resistir toda la capacidad de las propias anclas, adoptando la carga característica del límite de fluencia del acero: no se superará este valor, pues ello supondría la ruina del sistema por otros modos de fallo. Además se tiene el coeficiente de seguridad adicional derivado de considerar coeficientes de reparto 1 en el cálculo de la flexión y el punzonamiento, lo que supone no dejar trabajar al terreno más allá de su rango elástico. Respecto al cálculo del hormigón, éste se realiza considerando la capacidad última de las barras. Con este
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DATOS 1.‐ Geometría
Sh =
1500 mm
Sv =
2000 mm 150 mm
Separación horizontal
h1 =
Separación vertical Canto de la sección 40 mm Recubrimiento superior
h2 =
50 mm
d1 =
100 mm
Canto útil, momento negativo
d2 =
110 mm
Canto útil, momento positivo
h=
CF =
Recubrimiento inferior
1 Coeficiente de seguridad
2.‐ Materiales
Fy = fc = As,inf = As,sup =
420 Mpa 25 MPa 503 mm2/m 2
503 mm /m ф (mm)
Malla inferior Malla superior
8 8
Límite fluencia acero Límite a compresión hormigón Armado base inferior
Armado base superior Separacion (mm) 100 100
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Comprobación a punzonamiento
DATOS 1.‐ Geometría
bpl =
200
Dgc = h=
140
Cs = fc =
mm
mm 210 mm
Ancho de la placa
h1 =
Diámetro bulbo Canto de la sección Recubrimiento superior 40 mm
h2 =
50
mm
Recubrimiento inferior
d1 =
160 mm
Canto útil, momento negativo
d2 =
170 mm
Canto útil, momento positivo
1 Coeficiente 25
MPa
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de seguridad Límite a compresión hormigón
COMPROBACION PUNZONADO
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DATOS 1.‐ Geometría
Sh =
3000 mm
Sv =
2000 mm 150 mm
Separación horizontal
h1 =
Separación vertical Canto de la sección 40 mm Recubrimiento superior
h2 =
50 mm
d1 =
100 mm
Canto útil, momento negativo
d2 =
110 mm
Canto útil, momento positivo
h=
CF =
Recubrimiento inferior
1 Coeficiente de seguridad
2.‐ Materiales
Fy = fc = As,inf = As,sup =
420 Mpa 25 MPa 503 mm 2/m 2
503 mm /m ф (mm)
Malla inferior Malla superior
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Límite fluencia acero Límite a compresión hormigón Armado base inferior
Armado base superior Separacion (mm) 100 100
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Comprobación a punzonamiento
DATOS 1.‐ Geometría
bpl =
200
Dgc = h=
140
Cs = fc =
mm
mm 210 mm
Ancho de la placa
h1 =
Diámetro bulbo Canto de la sección Recubrimiento superior 40 mm
h2 =
50
mm
Recubrimiento inferior
d1 =
160 mm
Canto útil, momento negativo
d2 =
170 mm
Canto útil, momento positivo
1 Coeficiente 25
MPa
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de seguridad Límite a compresión hormigón
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Resumen de resultados A partir de los resultados del cálculo se propone: ‐
‐
‐
Espesor de escama de hormigón mínimo de 150 mm, con resistencia a compresión a los 28 días de 25 MPa. Este espesor se recrece ligeramente en la conexión del ancla pasiva hasta conseguir un espesor mínimo de 210 mm. Armado base con mallazos de ∅8 a 10 cm. Este armado se refuerza en la capa inferior en el entorno de las anclas pasivas a 1.5 m, con 6 ∅16 horizontales. Para la separación horizontal de 3 m, el refuerzo es de 10∅16 horizontales y 6 ∅16 verticales. Las chapas de conexión serán cuadradas de 200 x 200 x 35 mm.
6. CÁLCULOS DE ESTABILIDAD En este apartado se presentan los cálculos de estabilidad realizados para los taludes analizados:
P.K. 17+090. Talud izquierdo
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6.1. P.K. 17+090, talud izquierdo En el talud de excavación izquierdo, para el caso de máxima excavación y considerando todas las cargas implicadas simultáneamente (peso del terreno, carga de tráfico y aceleración sísmica), se obtiene un factor de seguridad de 1.121, equivalente a un factor de uso de 0.89 frente a la rotura global de superficie circular (método de Bishop). En la siguiente figura se muestra la superficie de rotura crítica:
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Figura 7. P.K. 17+090 Talud izquierdo. Superficie de rotura crítica mediante el método de Janbu.
En ambos cálculos se ha tenido en cuenta la aceleración sísmica, así como un nivel freático que se puede considerar desfavorable, situado en la base de la excavación. Se observa que la superficie de rotura más desfavorable afecta en ambos casos a la zona superior de gravas y arenas sueltas. El cálculo por el método de Janbu es el más desfavorable. Los cálculos dan como resultado la longitud
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6.2. P.K. 17+110, talud izquierdo En el talud de excavación izquierdo, para el caso de máxima excavación y considerando todas las cargas implicadas simultáneamente (peso del terreno, carga de tráfico y aceleración sísmica), se obtiene un factor de seguridad de 1.038, equivalente a un factor de uso de 0.96 frente a la rotura global de superficie circular (método de Bishop). En la siguiente figura se muestra la superficie de rotura crítica:
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Figura 9. P.K. 17+110 Talud izquierdo. Superficie de rotura crítica mediante el método de Janbu.
En ambos cálculos se ha tenido en cuenta la aceleración sísmica, así como un nivel freático que se puede considerar desfavorable, situado en la base de la excavación. Se observa que la superficie de rotura más desfavorable afecta en ambos casos a la zona superior de gravas y arenas sueltas. El cálculo por el método de Janbu es el más desfavorable. Los cálculos dan como resultado la longitud
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6.3. P.K. 17+130, talud izquierdo En el talud de excavación izquierdo, para el caso de máxima excavación y considerando todas las cargas implicadas simultáneamente (peso del terreno, carga de tráfico y aceleración sísmica), se obtiene un factor de seguridad de 1.075, equivalente a un factor de uso de 0.93 frente a la rotura global de superficie circular (método de Bishop). En la siguiente figura se muestra la superficie de rotura crítica:
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Figura 11. P.K. 17+130 Talud izquierdo. Superficie de rotura crítica mediante el método de Janbu.
En ambos cálculos se ha tenido en cuenta la aceleración sísmica, así como un nivel freático que se puede considerar desfavorable, situado en la base de la excavación. Se observa que la superficie de rotura más desfavorable afecta en ambos casos a todo el talud, rompiendo por el pie. El cálculo por el método de Janbu es el más desfavorable. Los cálculos dan como resultado la longitud
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6.4. P.K. 17+220, talud izquierdo En el talud de excavación izquierdo, para el caso de máxima excavación y considerando todas las cargas implicadas simultáneamente (peso del terreno, carga de tráfico y aceleración sísmica), se obtiene un factor de seguridad de 1.177, equivalente a un factor de uso de 0.85 frente a la rotura global de superficie circular (método de Bishop). En la siguiente figura se muestra la superficie de rotura crítica:
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Figura 13. P.K. 17+220 Talud izquierdo. Superficie de rotura crítica mediante el método de Janbu.
En ambos cálculos se ha tenido en cuenta la aceleración sísmica, así como un nivel freático que se puede considerar desfavorable, situado en la base de la excavación. Se observa que la superficie de rotura más
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Este diseño será de aplicación en el tramo comprendido entre el P.K. 17+135 y el P.K. 17+225, en el lado izquierdo de la excavación del túnel. En los planos de detalle se muestra la disposición del sistema de soilnailing propuesto.
6.5. P.K. 17+220, talud derecho En el talud de excavación derecho, para el caso de máxima excavación y considerando todas las cargas implicadas simultáneamente (peso del terreno, carga de tráfico y aceleración sísmica), se obtiene un factor de seguridad de 1.055, equivalente a un factor de uso de 0.95 frente a la rotura global de superficie circular (método de Bishop). En la siguiente figura se muestra la superficie de rotura crítica:
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6.6. P.K. 17+240, talud izquierdo En el talud de excavación izquierdo, para el caso de máxima excavación y considerando todas las cargas implicadas simultáneamente (peso del terreno, carga de tráfico y aceleración sísmica), se obtiene un factor de seguridad de 1.052, equivalente a un factor de uso de 0.95 frente a la rotura global de superficie circular (método de Bishop). En la siguiente figura se muestra la superficie de rotura crítica:
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Figura 16. P.K. 17+240 Talud izquierdo. Superficie de rotura crítica mediante el método de Janbu.
En ambos cálculos se ha tenido en cuenta la aceleración sísmica, así como un nivel freático que se puede
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Las dos primeras filas de anclajes aunque ya han sido ejecutadas, deben demolerse para realizar la excavación con la geometría final prevista y deben reejecutarse con el talud de excavación definitivo. Este diseño será de aplicación en el tramo comprendido entre el P.K. 17+225 y el P.K. 17+245, en el lado izquierdo de la excavación del túnel. En los planos de detalle se muestra la disposición del sistema de soilnailing propuesto.
6.7. P.K. 17+240, talud derecho En el talud de excavación derecho, para el caso de máxima excavación y considerando todas las cargas implicadas simultáneamente (peso del terreno, carga de tráfico y aceleración sísmica), dado que el talud previsto 1H:5V resulta un factor de seguridad inferior a 1, se ha optado por tender el talud de excavación derecho a 1H:1V, obteniéndose un factor de seguridad de 1.306, equivalente a un factor de uso de 0.77 frente a la rotura global de superficie circular (método de Bishop). En la siguiente figura se muestra la superficie de rotura crítica:
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6.8. P.K. 17+250, talud izquierdo En el talud de excavación izquierdo, para el caso de máxima excavación y considerando todas las cargas implicadas simultáneamente (peso del terreno, carga de tráfico y aceleración sísmica), se obtiene un factor de seguridad de 1.026, equivalente a un factor de uso de 0.97 frente a la rotura global de superficie circular (método de Bishop). En la siguiente figura se muestra la superficie de rotura crítica:
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Figura 19. P.K. 17+250 Talud izquierdo. Superficie de rotura crítica mediante el método de Janbu.
En ambos cálculos se ha tenido en cuenta la aceleración sísmica, así como un nivel freático que se puede
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Las dos filas superiores de anclas ya se han ejecutado y han sido consideradas en el cálculo. Este diseño será de aplicación en el tramo comprendido entre el P.K. 17+245 y el P.K. 17+275, en el lado izquierdo de la excavación del túnel. En los planos de detalle se muestra la disposición del sistema de soilnailing propuesto.
6.9. P.K. 17+250, talud derecho En el talud de excavación derecho, para el caso de máxima excavación y considerando todas las cargas implicadas simultáneamente (peso del terreno, carga de tráfico y aceleración sísmica), dado que el talud previsto 1H:5V resulta un factor de seguridad inferior a 1, se ha optado por tender el talud de excavación derecho a 1H:1V, obteniéndose un factor de seguridad de 1.257, equivalente a un factor de uso de 0.80 frente a la rotura global de superficie circular (método de Bishop). En la siguiente figura se muestra la superficie de rotura crítica:
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6.10.
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P.K. 17+320, talud izquierdo
En el talud de excavación izquierdo, para el caso de máxima excavación y considerando todas las cargas implicadas simultáneamente (peso del terreno, carga de tráfico y aceleración sísmica), se obtiene un factor de seguridad de 1.022, equivalente a un factor de uso de 0.98 frente a la rotura global de superficie circular (método de Bishop). En la siguiente figura se muestra la superficie de rotura crítica:
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Figura 22. P.K. 17+320 Talud izquierdo. Superficie de rotura crítica mediante el método de Janbu.
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Nivel de anclaje (*)
Longitud (m)
Inclinación
Separación horizontal (m)
8
12.70
15º
1.50
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Tabla 13. Características del sistema de anclaje lado izquierdo. (*) El nivel superior de anclaje corresponde al nivel 1.
Las tres filas superiores de anclas ya se han ejecutado y han sido consideradas en el cálculo. Este diseño será de aplicación en el tramo comprendido entre el P.K. 17+275 y el P.K. 17+325, en el lado izquierdo de la excavación del túnel. En los planos de detalle se muestra la disposición del sistema de soilnailing propuesto.
6.11.
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P.K. 17+330, talud izquierdo
En el talud de excavación izquierdo, para el caso de máxima excavación y considerando todas las cargas implicadas simultáneamente (peso del terreno, carga de tráfico y aceleración sísmica), se obtiene un factor
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Para el mismo talud anterior frente a la rotura local de superficie poligonal (método de Janbu), se obtiene un factor de seguridad de 1.024, equivalente a un factor de uso de 0.98. En la siguiente figura se muestra la superficie de rotura crítica:
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Nivel de anclaje (*)
Longitud (m)
Inclinación
Separación horizontal (m)
6
12.70
15º
1.50
7
12.70
15º
1.50
8
12.70
15º
1.50
2
Tabla 14. Características del sistema de anclaje lado izquierdo. (*) El nivel superior de anclaje corresponde al nivel 1.
Las tres filas superiores de anclas ya se han ejecutado y han sido consideradas en el cálculo. Este diseño será de aplicación en el tramo comprendido entre el P.K. 17+325 y el P.K. 17+340, en el lado izquierdo de la excavación del túnel. En los planos de detalle se muestra la disposición del sistema de soilnailing propuesto.
6.12.
P.K. 17+330, talud derecho
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Para el mismo talud anterior frente a la rotura local de superficie poligonal (método de Janbu), se obtiene un factor de seguridad de 1.023, equivalente a un factor de uso de 0.97. En la siguiente figura se muestra la superficie de rotura crítica: PK 17+330 TALUD D ERECHO Inclinación compuesta: Variable superior 1H:5V inferio r Con refuerzo (nailing) Rotura Bloque Janbu
Name: Grava arenosa densa Unit Weight: 21.5 kN/m³ Cohesion: 8.69 kPa Phi: 32.17 °
Name: Grava arenosa densa Unit Weight: 21.5 kN/m³ Cohesion: 8.69 kPa Phi: 32.17 °
1.023
Soil nailing ejecutado
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Este diseño será de aplicación en el tramo comprendido entre el P.K. 17+275 y el P.K. 17+340, en el lado derecho de la excavación del túnel. En los planos de detalle se muestra la disposición del sistema de soilnailing propuesto.
6.13.
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P.K. 17+330, talud derecho superior
En este apartado se analiza la estabilidad del talud existente en el P.K. 17+330 en la margen izquierda del río Rímac (lado derecho del túnel). Este talud existía previamente al inicio de los trabajos. A continuación se analiza la estabilidad del mismo teniendo en cuenta el efecto del sismo, según el método de Bishop.
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Name: Grava arenosa densa Unit Weight: 21.5 kN/m³ Cohesion: 8.69 kPa Phi: 32.17 °
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PK 17+330 TALUD DERECHO Inclinación compuesta: Variable superior 1H:5V inferior Con refuerzo (nailing) Rotura Circular Bishop
2
0.699
Soil nailing ejecutado
Name: Grava arenosa densa Unit Weight: 21.5 kN/m³ Cohesion: 8.69 kPa Phi: 32.17 °
Figura 27. P.K. 17+330 Talud existente superior derecho.
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1 . 1 0 0
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De esta forma, las deformaciones calculadas mediante el modelo numérico no están cubiertas por ningún coeficiente de mayoración, lo cual que debe tenerse en cuenta para el diseño de las estructuras que puedan verse afectadas por dichas deformaciones. Cabe indicar que las deformaciones calculadas dependen principalmente de los módulos de Young del suelo. En caso que los suelos en la obra no correspondan con los módulos de deformación considerados, se deberá recalcular el modelo para determinar su influencia en las deformaciones estimadas.
7.1. Talud izquierdo del P.K. 17+220 En la siguiente figura se muestra el modelo numérico utilizado para el análisis de este talud. Las longitudes de las barras de soil-nailing son las deducidas anteriormente mediante los modelos de cálculo de equilibrio límite (Bishop y Janbu). El modelo incorpora las correspondientes sobrecargas existentes (carga vehicular en la Vía Evitamiento). Las características de los materiales son las indicadas más arriba en este documento. El modelo elaborado es un modelo bidimensional en deformación plana, formado por 214 elementos
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En las siguientes figuras se muestran los desplazamientos horizontales y verticales que se producen en el talud por efecto de la máxima excavación, en la hipótesis de sostener el corte mediante anclas pasivas (soilnailing). Pueden señalarse algunos aspectos:
La superficie de la calzada se desplaza en horizontal hasta un máximo de unos 16 mm.
La superficie de la calzada sufre unos asientos que alcanzan un máximo de 13 mm hacia su borde exterior, más próximo a la excavación, siendo muy reducidos en el borde interior.
La mayor parte de los asientos producidos en superficie, tienen su origen en la deformación del terreno por efecto de la descompresión que genera la excavación, que produce movimientos tanto horizontales hacia el corte, como verticales.
El modelo proporciona ciertas deformaciones debidas al efecto borde, es decir, debidas a las limitadas dimensiones del propio modelo en relación con la excavación. Estas deformaciones son producto del modelo de cálculo y no son consideradas.
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8. RESUMEN En la siguiente tabla se resume las características de sistema de protección frente a la inestabilidad formado por soil-nailing, en base a los análisis realizados y expuestos en los apartados anteriores. ANCLAJES TRAMO
LONGITUD DEL TRAMO (m)
LADO
SECCIÓN TIPO
NIVEL DE ANCLAJE
TIPO A = Activo P = Pasivo
unidades 17+060 ‐ 17+095
35
IZQUIERDO
1
1
P
SEPARACION HORIZONTAL ENTRE ANCLAJES
LONGITUD / ANCLAJE
m
m
3
5,7
LONGITUD / BULBO
‐
SUBTOTAL
17+095 ‐ 17+115
20
IZQUIERDO
2
1
P
3,0
3
1 2
P P
3,0 3,0
4
1 2 3 4 5 6
P P P P P P
1,5 1,5 1,5 1,5 1,5 15
5,7
20
IZQUIERDO
6,7 5,7
‐
5 3 1 + 7 1
90
IZQUIERDO
5,7 5,7 9,7 9,7 9,7 97
Nº ANCLAJES
m
u
66,00
11
66,00
11
36,00
6
36,00
6
‐ ‐
42,00 36,00
6 6
78,00
12
‐ ‐ ‐ ‐ ‐
360,00 360,00 600,00 600,00 600,00 600 00
60 60 60 60 60 60
SUBTOTAL 5 2 2 + 7 1
TOTAL LONGITUD ANCLAJES
‐
SUBTOTAL
17+115 ‐ 17+135
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Junto con el presente informe, se adjuntan los planos del sistema de estabilización de taludes (secciones transversales, planta, detalles de armados, hormigón proyectado y anclajes). Se recomienda en cualquier caso, realizar un seguimiento de las deformaciones que se producirán durante las excavaciones, verificando que se encuentran dentro de los rangos esperados. Dicho seguimiento debe ser intensivo en las zonas donde haya estructuras sensibles a las deformaciones. Para ello el plan de auscultación de la obra deberá recoger el plan de lecturas y los sistemas de aviso y alarma.
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