1818 Fernando Herrera Rodríguez ®
A continuación se recoge el cálculo, algo más complejo, que recoge el análisis de estabilidad de una cuña en el caso supuesto de existencia de cohesiones y ángulos de rozamiento efectivos diferentes en los dos planos de discontinuidad, se consideran las presiones intersticiales y se desprecian las grietas de tracción y los efectos sísmicos derivados de los terremotos.
En la figura siguiente se muestra la representación geométrica del problema.
Se puede apreciar que en este análisis no se impone ninguna restricción a la dirección del plano superior a la cresta del talud. A la hora de considerar el efecto del agua, se considera a la cuñaimpermeable. La infiltración se produce por las líneas 3 y 4 y el drenaje los las líneas 1 y 2. La presión intersticial vale 0 a lo largo de las cuatro líneas mencionadas y alcanza su valor máximo a lo largo de la línea 5 o línea de intersección. La distribución de presiones intersticiales a lo largo de esta línea quepresenta en el siguiente gráfico.
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1919 Fernando Herrera Rodríguez ®
Estas condiciones de presión intersticial representan las circunstancias extremas provocadas por unas precipitaciones muy fuertes.
El factor de seguridad FS asumiendo las hipótesis apuntadas tiene la siguiente expresión:
Donde:
: peso específico de la roca.
W: peso específico del agua.
H: altura total de la cuña.
X, Y, A, B: factores adimensionales que dependen de la geometría de la cuña y que se extraen de las siguientes expresiones:
Donde:
a, b: buzamiento de los planos A y B.
5: inclinación de la recta 5.
ij: ángulo que forman las rectas i y j. Se han llamado na y nb a las rectas perpendiculares a los planos A y B respectivamente.
Todos los ángulos necesarios para el cálculo pueden obtenerse con ayuda de una estereofalsilla equiareal o de Schmidt, como muestra el gráfico adjunto.
En el caso de que se considere terreno seco y sin cohesión, la expresión del factor de seguridad queda como sigue:
FS = A tg a + B tg b
Hoek y Bray han construido ábacos que proporcionan los coeficientes A y B en función del buzamiento y de las direcciones de buzamiento de los planos de discontinuidad.
Herrera (1995) elaboró un programa informático WEDGE para la simplificación y rapidez en los cálculos, dicho programa calcula el factor de seguridad de un talud con posibilidad de rotura de tipo cuña aplicando las formulaciones de Hoek y Bray (1977).
BW
AW
BA YBXAYcXcH
FS tg2
tg2
3
naX
245
24
cossensen
nbY
135
13
cossensen
nanb
nanbbaA 25 sensen
coscoscos
nanb
nanbabB 25 sensen
coscoscos
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2525 Fernando Herrera Rodríguez ®
4.2. Ábacos de Hoek y Bray
Los ábacos de Hoek y Bray (1977) proporcionan un límite inferior del factor de seguridad,
asumiendo que las tensiones normales en la superficie de deslizamiento se concentran en un solo punto.
En la construcción de los ábacos se han tenido en cuenta diferentes condiciones de presiones insterticiales
debidas a la presencia de un nivel freático en el terreno, que divide el talud en una zona seca y otra
saturada. Se cuenta con 5 ábacos, dos de ellos para talud totalmente seco y totalmente saturado y 3 para casos intermedios (diferentes alturas del nivel freático). En el gráfico H indica la altura del talud y X la
distancia entre el pie del talud y el punto de corte del nivel freático con la superficie del terreno.
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Determinación de la máxima capacidad admisible de apoyo de la fundación del plinto en la presa Misicuni.
Adrian Torrico Siacara
1
Figura 28. Posibles mecanismos de rotura anisotropico.
-
Ec. 70
Figura 29. Nomenclatura de la teoría de Serrano y Olalla (1998).
Fuente: Serrano y Olalla (1998).ζ
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Determinación de la máxima capacidad admisible de apoyo de la fundación del plinto en la presa Misicuni.
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2
S to an lo ará tro c y φ d la d cont nu dad . Una de las figuras para
cond c on l f cada (α = c = σ = 0) para encontrar el tipo de rotura es la siguiente.
Figura 30. Abaco de mecanismos de rotura en macizos rocosos anisotropicos.
Figura 33. Tipos de fallas comunes de acuerdo al tipo de masa de roca.
Fuente: Department of the army U.S. army corps of engineers (1994)
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3
2.8.4. Capacidad de apoyo según Terzaghi (1943)
2.8.4.1. Estimación de la capacidad última de apoyo (qu)
a. Falla de corte general: Válido para fundaciones continuas largas con una relación de
anchura de más de diez (Figura 33b y 33d) y se obtiene con la siguiente ecuación.
c c Ec. 79
Donde:
D= Profundidad de la fundación abajo la superficie del suelo.
Nc, N𝛾, y Nq= Factores de la capacidad de carga (Ec. 80, 81, 82 y 83).
φ ( φ ) Ec. 80
φ ( φ - ) Ec. 81
φ Ec. 82
t ( φ Ec. 83
b. Falla general de corte sin cohesión: En los casos en que la fractura por cortante es
propensa a desarrollarse a lo largo de los planos de discontinuidad o por medio de masas
de roca muy fracturada mostradas en la figuras 33f y 33i y se estima con la Ec. 84.
Ec. 84
c. Falla de corte local: La falla de corte local representa un caso especial donde la
superficie de falla empieza a desarrollar pero no se propaga a la superficie como se
muestra en la figura 33a y se estima con la Ec. 85.
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4
c c Ec. 85
d. Falla en la compresión: El modo de falla en este caso es similar a la falla de
compresión no confinada y se muestra en la figura 33c y se puede estimar con la Ec. 86.
c t ( φ ) Ec. 86
e. Falla por división: Para discontinuidades ampliamente espaciadas y orientadas
verticalmente, la falla general inicia dividiendo por debajo de la base como se muestra
en la figura 33e y se puede estimar de acuerdo a las siguientes ecuaciones.
Para fundación circular.
c cr Ec. 87
Para fundación cuadrada.
c cr Ec. 88
Para la fundación d franja cont nua d L ≤ 3 .
c cr ( L Ec. 89
Donde:
J, L y Ncr= Factor de corrección, largo de la fundación y factor de capacidad de carga
(figura 34).
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5
Figura 34. Factor de corrección (J) y factor de capacidad de carga (Ncr).
Fuente: Bishnoi (1968).
Factor de corrección: Para la Ec. 79, 84 y 85 para fundaciones continuas largas con
relación de longitudes L/B ≥ diez y se corrigen de acuerdo a la siguiente tabla.
Tabla 27. Factor de corrección para fundaciones continuas largas.
Forma de la fundación Cc y Nc C y N
Circular 1,2 0,7
Cuadrada 1,25 0,85
Rectangular
L/B= 2 1,12 0,9
L/B= 5 1,05 0,95
L/B= 10 1 1
Fuente: Sowers (1979).
f. Falla en casos especiales: El método de elementos finitos es utilizado en fundaciones
con inusual corte e inusuales condición de carga. El potencial modo de falla para capas
de fundación en roca para casos como la Figura 33g y 33h requiere consideraciones de
interacción entre la capa suave con la capa rígida y la capa rígida con la fundación donde
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el método de elementos finitos da directamente el asentamiento y no así directamente la
capacidad de apoyo
2.8.5. Capacidad de apoyo según Serrano y Olalla (1996)
( - Ec. 92
σc
σc
-
Ec. 93
-
Ec. 94
Donde:
qu= Capacidad ultima de apoyo.
m, s y mi= Son los parámetros del criterio de Hoek y Brown.
σci y N = Compresión simple de la matriz rocosa y coeficiente de carga (figura 36).
σ
σ
Ec. 95
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Figura 36. Valores del coeficiente de carga de hundimiento N .
Fuente: Serrano y Olalla (1996).
Ec. 96
Figura 37. Coeficiente de seguridad parcial Fp.
Fuente: Serrano y Olalla (1996).
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Tabla 28. Coeficiente de seguridad parcial Fm.
Tipo σci (Mpa) Fm
I > 100 5 a 8
IV < 12,5 1
V
Fuente: Serrano y Olalla (1994).
2.8.6. Capacidad de apoyo por Serrano y Olalla (1998)
Para valorar la carga ultima de apoyo anisotropica (qua) resulta obteniéndola como un
porcentaje de la carga de hundimiento bajo hipótesis de isotropía (qu(H&I)) es decir.
(ct )
u( Ec. 97
La constante se obtiene a partir de figuras de entrada directa para diferentes condiciones
como la siguiente (i2= 3 φ 30 y c= 0).
Figura 38. Coeficiente de reducción para carga de hundimiento anisotropica.
Fuente: Serrano y Olalla (1998).
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2.8.7. Capacidad de apoyo por Serrano y Olalla (2000)
A partir del criterio de Hoek, Wood y Shah (1992), Hoek y Brown (1980 y 1988) para
macizos rocosos extremadamente fracturados (RMR<30) y son las siguientes constantes.
o ( S -
) Ec. 98
( S -
) Ec. 99
- S
Ec. 100
Los valores k n, ζn y An se relacionan con el macizo rocoso de la siguiente forma.
- n
n Ec. 101
n σn Ec. 102
n Ec. 103
( - n)
n Ec. 104
La capacidad última de apoyo se puede calcular de la siguiente manera.
n ( - ζn) Ec. 105
Para encontrar el valor de N se tiene la siguiente figura.
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Figura 39. Coeficiente de seguridad N modificado.
Fuente: Serrano y Olalla (2000).
En la figura 39 se tiene.
σ
σ
n ζ
n Ec. 106
2.8.8. Capacidad de apoyo por Merifield et al (2006)
Basado en Serrano y Olalla (1994, 1996 y 2000) se tiene la siguiente ecuación (Selcuk,
Zulfu, Pranshoo y Musharraf, (2008).
σc σ Ec. 107
De la teoría de Kulhawy y Carter (1992) se obtiene el valor de Nσ .
σ [ a (
a )a] Ec. 108
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2.7. Asentamientos
∑ ( ∑ j
j )n
∑ ( ∑ j j )n
Ec. 72
Donde:
Edw y Edi, E + … = Modulo de deformación y modulo de deformación de cada capa.
hj, hj+ …. y n= Espesor de cada capa y numero de capas.
( - )(L )
d Ec. 73
Figura 31. Puntos de análisis de una carga uniforme.
Figura 32. Factor de reduccion en porcentaje.
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Palmström 26
Tabla 1. Valores y valoraciones de los parámetros de entrada al RMi.
RESISTENCIA A COMPRESIÓN SIMPLE, σσσσc de la roca intacta valor (en MPa)
value (in m³ )
FACTOR DE ESTADO (CONDICIÓN) DE LAS DIACLASAS, jC jC = jR x jL / jA
PlanarAltamente ondulado
2 6
1,5 4,5
1 3
0,5 2
Contacto parcial entre paredes
Relleno fino (< 5 mm)
4
6
8
8 - 12
Juntas continuas
3
2
1
0,75
0,5
*) Las juntas discontinuas acaban en roca masiva **)Frecuentemente son una singularidad y deben en este caso ser tratadas por separado.
Valoración Valoración
SL Nj
0,1 1
0,5 0,85
1 0,75
1.5 *) 0,65
Valoración
C
para rumbos < 30o 1
buzamiento < 20o 1,5
buzamiento = 20 - 45o 2,2
buzamiento = 45 - 60o 3
buzamiento > 60o 5
Tabla 2. Valoraciones de los factores de ajuste para la estimación del sostenimiento de rocas en terrenos diaclasados
(en bloques). Téngase en cuenta que los factores tienen valores unitarios para sus ocurrencias comunes.
-
ORIENTACIÓN DE LAS JUNTAS (en relación al eje del túnel)
EN HASTIALESpara rumbos> 30o
buzamiento < 30o
buzamiento<20o
para cualquier rumbo
buzamiento>60o
buzamiento > 60o
Su
avi
da
d d
el
pla
no d
e ju
nta
a
pe
qu
eñ
a e
sca
la
RELLENOS DE:
Material friccional
3
arena, limo, calcita, etc. (sin reblandecimiento)
CUBIERTOS O RELLENOS DE POCO ESPESOR
1
2
1,5
Tipo
FACTOR DE RUGOSIDAD DE LAS JUNTAS( jR ) (las valoraciones de jR están basadas en Jr del sistema Q)
(Las valoraciones resaltadas en itálico son similares a Jr )
*)Aplicar estas valoraciones a espejos de falla con posibles movimientos a través de estrías.
FACTOR DE ALTERACIÓN DE JUNTAS ( jA ) (las valoraciones de jA se basan en Ja del sistema Q)
Ligeramente ondulado
Suave
2
Escalonado o entrelazado
6
6
3
Valoración Co y Cos
1,5
1,2
Horizontal (techo)
Tres familias
Cuatro familias
Cuatro familias+aleatorias
División de la estratificación o foliación
Diaclasas o juntas
FACTOR DE TAMAÑO Y CONTINUIDAD DE LAS DIACLASAS (JUNTAS) ( jL )
3
TÉRMINO
admisible
desfavorable
muy desfavorable
favorable
buzamiento = 45 - 60o
10 - 35 m
Muy bajo (en portales, etc.)
Junta (sellada), dique o cizalla **)
Recubrimientoaproximado
> 30 m
< 10 m
4
Tres familias+aleatorias
FACTORES DE AJUSTE PARA EL SOSTENIMIENTO EN ROCA
NIVEL DE TENSIONESValoración
Nj
Una familia
Una familia + aleatorias 2
NÚMERO DE FAMILIAS DE JUNTAS *)
materiales de relleno que exhiben propiedades expansivas
Materiales de fricción
Materiales cohesivos
arenas, limo, calcita, etc. sin contenido de arcilla
arcilla, clorita, talco, etc.
TIPO
Relleno grueso
Bajo
Pare
des
de la
junta
con
con
tact
o p
arc
ial o
sin
co
nta
cto
10 - 30 m
Tamaño
muy corto
corto o pequeño
< 0.5 m
1 - 10 m
35 - 350 m
8
6 - 10
12
13 - 20
Juntas discontinuas *
6
4
Dos familias
NÚMERO DE FAMILIAS
DE JUNTAS *)
Conta
cto e
ntr
e la
s p
are
de
s d
e la
jun
ta
Materiales duros y cohesivos
Materiales blandos y cohesivos
Materiales expansivos y arcillosos
Pegadas o soldadas
Roca inalterada (fresca)
Superficies alteradas
DIACLASAS (JUNTAS) LIMPIAS:
CARACTERÍSTICAS DE LAS PAREDES DE LAS JUNTAS
relleno compactado de arcilla, clorita, talco, etc.
1,5
mediano
0,75
Contacto entre paredes
4
Condición
1
relleno de cuarzo, epidota, etc.
sin cubierta o relleno, excepto decoloración (pátina de óxido)
arcillas de media a baja sobreconsolidación, clorita, talco, etc.
un grado más de alteración que la roca
dos grados más de alteración que la roca
2
3
Para diaclasas (Juntas) rellenas jR=1 Para diaclasas irregulares se sugiere una valoración jR=5
Pulido o espejo de falla*)
Moderado
3
2
Vertical (hastiales)
INCLINACIÓN DE TECHOS O HASTIALES
grande o largo
muy grande o largo
*) Significa el número de familias de juntas dentro del sitio de observación.
1,5
2
de hastiales altos. Valoración posible SL= 0,5-0,75*) Un alto nivel de tensiones puede ser desfavorable para la estabilidad
> 350 m
buzamiento = 30 - 60o
Alto
EN TECHO
buzamiento = 20 - 45o
1 30o inclinación
45o inclinación
Obtenidos de ensayos de laboratorio (o asumidos de las tablas de manuales)
Medido visualmente en el sitio (o estimado de testigos de sondeos)
Debajo, en las tablas se presentan las valoraciones de jR,jA y jL
60o inclinación
1
(no el número de juntas observadas dentro de una gran área))
Dos familias+ aleatorias
1,5
4
3
Longitud
0.1 - 1 m
No contacto entre paredes
PARÁMETROS DE ENTRADA AL R M i
Muy rugoso
Rugoso
Ondulación del plano diaclasado a gran escala
4
Ondulado
VOLUMEN DEL BLOQUE, Vb
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Dyna 140, 2003 27
FACTOR DE RUGOSIDADDE LAS JUNTAS (jR)
FACTOR DE TAMAÑODE LAS JUNTAS (jL)
FACTOR DE ALTERACIÓNDE LAS JUNTAS (jA)
FACTOR DE ESTADODE LAS DIACLASAS
jC = jL(jR/jA)
VOLUMEN DEL BLOQUE
Vb
PARÁMETRO DEL DIACLASADO
JP
ÍNDICE DEL MACIZO
ROCOSO
RMi
ESPACIAMIENTO JUNTASO
NÚMERO DE JUNTAS
ROCA INTACTA
RESISTENCIA A LA COMPRESIÓN
UNIAXIALσ
c
or
Figura 1. Parámetros de entrada que se aplican en la clasificación RMi.
RESISTENCIA DE LA ROCA ( )
ESTADO DE LAS JUNTAS ( )jC
VOLUMEN DEL BLOQUE ( )Vb
NIVEL DE TENSIONES(SL)
Para JUNTAS SELLADAS (Ts)
ORIENTACIÓN DE LAFAMILIA DE JUNTAS
PRINCIPAL (Co)
NÚMERO DEFAMILIAS DE JUNTAS (Nj)
DIÁMETRO (LUZ) DEL TÚNEL ( )O ALTURA HASTIALES ( )
DtWt
INCLINACIÓNTECHO O HASTIAL(C)
TENSIÓN TANGENCIAL )(σθ
Ábacos de sostenimiento paraterrenos diaclasados
Ábaco de sostenimientopara terrenos contínos
Ca
lida
dd
el t
err
en
o
Ra
sgo
sg
eo
mé
tric
os
Co
mp
ete
nci
ad
el t
err
en
oP
ara
te
rre
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s co
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os
RM
i =
x f
= 0
.5
σσ
cc
σ
Par
a te
rre
nos
dia
cla
sad
osR
Mi =
x
JP
σc
PARÁMETRO DELDIACLASADO
JP
CgGcSr
DIÁMETRO DELBLOQUE
Db
Líneas punteadas: valores que pueden ser asumidos para estimaciones aproximadas
Líneas contínuas: valores requeridos como datos de entrada.
PARA ENTRAR
CÁLCULOS
ESPESOR ZONADEBILIDAD ( )Tz Para Tz < Dt
DATOS DE ENTRADA
Figura 2. Los datos de entrada y su utilización dentro del sistema RMi de sostenimiento para rocas.
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Palmström 28
FA
CT
OR
DE
CO
NT
INU
IDA
D D
EL
TE
RR
EN
O C
F =
1000
100
10
5
1
0.1
Tensión
Diá
met
ro d
e la
ex
cava
ció
n (
Dt)
CAÍDA DE BLOQUES
AF
LO
JA
MIE
NT
OS
sin
ab
ov
ed
am
ien
to
DE
FO
RM
AC
IÓN
PL
ÁS
TIC
A/V
ISC
OS
A
RÚPTURA GRADUAL
RÚPTURA G RADUAL
RÚ PTUR A GRADU ALpor saturación
CAÍDA DE BLOQUES(de una readaptación de tensiones)
HUNDIMIENTO
TERRENO FLUYENTE(dependiente del agua)
TERRENO MOVEDIZO
ROTURAVIOLENTA
HINCHAMIENTO
HINCHAMIENTO
ROTURA EN LAJAS
DE
FO
RM
AC
IÓN
INIC
IAL
HINCHAMIENTO
ComportamientoPLÁSTICO
ComportamientoPLÁSTICO
Comporta mie ntoPLÁSTICO
ComportamientoFRÁGIL
COMPORTAMIENTO DEPENDIENTE DEL TIEMPOCOMPORTAMIENTO INIC IAL
Tensión
Depende de las propiedades minerales Depende de la ocurrencia de diquescon hinchamiento de arcilla
RÚ
PT
UR
A P
OR
AL
AB
EO
RÚ
PT
UR
A P
OR
AL
AB
EO
MA
TE
RIA
LE
S D
IAC
LA
SA
DO
S
ESTABLE
1
1
1 1
2
1
1
1 2
Nivel de tensiones alto
Terreno competenteTerreno imcompetente
(sobretensionado)
Roca competenteRoca imcompetente(sobretensionada) Roca competente
Roca imcompetente(sobretensionada)
Nivel de tensiones altoNivel de tensiones bajo
Terreno competenteTerreno imcompetente
(sobretensionado)
Figura 3*. Inestabilidad y comportamiento del macizo rocoso, determinado a partir de las condiciones de tensión y de continuidad del terreno (CF) (i.e., el número de bloques en la periferia del túnel).
-----------------------------------------------------------
∗El término deformación plástica y/o viscosa, se ha recogido como la traducción del término Squeezing, que más exactamente se corresponde con una gran deformación, que ocurre alrededor de una excavación subterránea, asociada a la fluencia por tensiones que superan la resistencia a esfuerzo cortante. La deformación puede producirse durante la construcción o continuar por un período de tiempo (Barla, 1993). Squeezing rocks in tunnels. ISRM News Journal. Vol. 2 Nº3/4, pp.44-49; (Romana y Almazán, 2000). El problema de las roturas frágiles en los túneles profundos. INGEOPRES, Octubre Nº87, pp 50-54). Con el
ánimo de unificar términos (a veces de difícil traducción al español), el término Squeezing se reserva sobre todo a deformaciones de tipo plástico y/o viscosa, distinta del término Swelling que es un hinchamiento acompañado por el aumento de humedad y absorción de agua. Como traducción del término Rock Burst, se ha utilizado la que hace referencia a la rotura violenta en roca competente, frágil y masiva, cuando está sometida a tensiones elevadas. Cuando esta rotura frágil es generalizada, se denomina lajeo. Hay que indicar que el término rock burst, también es común en la literatura con la acepción de descostramiento y estallido de la roca. Los términos Spalling y Slabbing se refieren a roturas en lajas (escamas), paralelas a la superficie interior del túnel, que suelen ocurrir a alguna distancia del frente si no se coloca ningún sostenimiento. Un término de complicada acepción al español ha sido la traducción de Ravelling, que se ha tomado como rotura o falla gradual, en trozos, fragmetos o escamas individuales. El proceso es tiempo-dependiente. Para que el material sufra rotura gradual (ravelling) debe ser moderadamente coherente y fiable o discontinuo. Así mismo, la acepción ruptura por alabeo, se ha tomado como la traducción del término Buckling; que define la ruptura de fragmentos a lo largo de la superficie de una columna o pared de túnel bajo cargas altas, debido a la flexión o alabeo de la estructura rocosa. Finalmente, indicar que se ha recogido la traducción del término Slaking como ruptura o desintegración de la roca o suelo cuando se satura o sumerge en agua. (N.T.)
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Palmström 32
FACTOR DE CONDICIÓN (ESTADO) DEL TERRENO Gc = JP SL Cσc
x x x
RE
LA
CIÓ
N D
E T
AM
AÑ
OS
S
r =
( D
t / D
b )
(Co
/ N
j )
1 m3
1 cm3
100 m3
10
0.1
0.01
10 m- 6 3
10- 5
10- 4
10- 3
2
2
2
2
2
2
2
2
4
4
4
4
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Figura 4. Ábaco superior: sostenimiento para terrenos diaclasados (en bloques), incluyendo zonas débiles. El factor de estado del terreno (Gc) para el techo puede encontrarse directamente de JP cuando se utilizan: resistencia a compresión σc =150 MPa y el nivel de tensiones SL =1 (Ejemplo: para Vb =0.2 m
3 y jC =3,
Gc =35); de otro modo utilizar Gc = σc x JP x SL x C.Figura 4. Ábaco inferior: El parámetro del diaclasado (JP) determinado a partir de Vb y jC.
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Dyna 140, 2003 33
FACTOR DE COMPETENCIA Cg = RMi / σθ
102.51
10.7
0.5
0.50.35
0.20.1
Débil
BajaMediaAltaMuy alta
Altos niveles de tensión
Muy alta Sin inestabilidades
inducidas por tensiones
Sin inestabilidades inducidas por tensión
SANEOSANEO
++
BULONADO PUNTUAL
SIN SOST EN IMIEN TOBULONES
espaciados 1.5-3 m
HORMIGÓN PROYECTADOREFORZADO CON FIBRA
50-100 mm
+BULONES
espaciados 0.5 - 2 m
HORMIGÓN PROYECTADOREFORZADO100-250 mm
+BULONES
espaciados0.5 - 1.5 m
HORMIGÓN PROYECTADOREFORZADO50-150 mm
+BULONES
espaciados1.5-3 m
PARA ROCAS MASIVAS:
ROCAS ALTAMENTE DIACLASADAS:
Sin sostenimiento
Usar ábaco de sostenimiento para materiales discontínuos
ROTURA VIOLENTA
Ro
cas
alt
ame
nte
dia
cla
sad
as+
roc
as
dú
ctile
s
roca
s m
asiv
as,
frág
iles
Para materiales altamente diaclasados y fragmentados: usar el ábaco de sostenimiento para terrenos discontínuos, en la condición de sostenimiento inicial.
Sobretensionada (incompetente)
DISEÑO ESPECIALDE REVESTIMIENTO
DE HORMIGÓN
Deformación plástica/viscosa
Figura 5∗. Ábaco para estimar el sostenimiento en terrenos continuos (masivos, y los altamente diaclasados – o triturados-). Debe tenerse en cuenta que el sostenimiento indicado para materiales particulados (altamente diaclasados) y sobretensionados es aproximado, ya que se basa en un número limitado de casos en los cuales han sido usados.
FAC
TO
R D
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=
1000
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lasa
das
)
Terreno competenteTerreno competente
Roca competenteRoca imcompetente(sobretensionado)
Roca incompetente(sobretensionado)
Terreno competente(sobretensionado)
Terreno incompetente(sobretensionado)
COMPORTAMIENTO TIEMPO-DEPENDIENTEC O M P O R TA M I E N T O I N I C I A L
Tensión
Ma
teria
les
alta
men
te d
iacl
asa
dos
Ma
teria
les
ma
sivo
s
Se recomienda evaluacionesespeciales de sostenimiento
en roca
Se requiere evaluaciones especiales de sostenimiento en roca
Usar ábaco para materialesdiaclasados
Cg > 1
Cg > 1
Cg > 1 Cg < 1
Cg < 1
Cg < 1
Ma
teria
les
dia
cla
sad
os
Nivel detensiones
bajo
Nivel de tensión
bajo
Nivel detensiones
alto
Nivel detensión
alto
Usar ábaco para terrenos continuos
Usar ábaco para terrenos continuos derocas frágiles
Cg > 1 Cg < 1
Figura 6. Aplicación recomendada de los dos ábacos de sostenimiento, para materiales diaclasados (terrenos discontinuos en bloques) (Figura 4), y para terrenos continuos (Figura 5).
∗ El término saneo, se ha utilizado para traducir Scaling, haciendo referencia al proceso de eliminar o quitar bloques sueltos o capas delgadas de la superficie de la roca. (N. T.).
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