Cálculo hidromecánico de suelos no saturados

TRABAJO FINAL DE MÁSTER

TÍTULO

ESTUDIO DE UNA EXCAVACIÓN SECUENCIAL EN TERRENOS NO SATURADO. MODELACIÓN DE UN CASO REAL. AUTOR

JOSÉ ANÍBAL BÁEZ ALCÁNTARA

TUTOR

JEAN VAUNAT

ESPECIALIDAD INGENIERÍA GEOTÉCNICA

FECHA 18 DE DICIEMBRE DE 2014

Universidad Politécnica de Cataluña Departamento de Ingeniería del Terreno, Cartográfica y Geofísica Máster Universitario en Ingeniería del Terreno e Ingeniería Sísmica Especialidad en Ingeniería del Terreno e Ingeniería Sísmica

ESTUDIO DE UNA EXCAVACIÓN SECUENCIAL EN TERRENOS NO SATURADOS. MODELACIÓN DE UN CASO REAL.

Trabajo Final de Máster

Autor : José Aníbal Báez Alcántara

Director : Jean Vaunat

Barcelona, Diciembre 2014

AGRADECIMIENTOS

En primer lugar le doy gracias a Dios por siempre abrirme las puertas en la vida, a los mejores padres del mundo María y Beato por la ayuda incondicional que me han brindado en mi camino, les debo tanto que nunca encontraré la forma de pagarles, a mis hermanos Aníbal, Nira y Wellington por su apoyo y hacerme sentir el verdadero amor de una familia, y a la MESCYT porque sin ellos este sueño no podría hacerse realidad.

Gracias a Jatnna Sánchez por ser unos de mis pilares en esta etapa de mi vida y por estar ahí antes de que se lo pidiera, a Edwin Ramírez por ofrecerme su ayuda absoluta en todo momento, a Edwin Peralta por ser tan sincero y arriesgado en la vida, del cual he aprendido bastante de él y a todos los que aportaron un granito de arena en esta etapa de mi vida.

Gracias a mi director de tesis Jean Vaunat, por su tiempo, por ayudarme en todos los momentos de confusión y compartir sus conocimientos conmigo, y a cada unos de los profesores que hicieron posible que me sintiera como me siento hoy en día "Realizado".

Gracias...

I

RESUMEN

Desde hace décadas en la ingeniería del terreno (Geotecnia) el estudio de los suelos no saturados ha sido uno de los mayores retos a resolver por la mecánica de suelos, debido a la complejidad de su comportamiento, ya que éste depende tanto de las condiciones iniciales y estados de carga, como de la historia de saturación y tensión a la que ha sido sometido el suelo (Lloret, Julio 1982). Esta investigación se ha concentrado en el estudio del comportamiento hidromecánico de la estación Salgueiros en Oporto, Portugal, por medio de un código de elementos finitos desarrollado por el Departamento de Ingeniería del Terreno de la Universidad Politécnica de Cataluña, CODE_BRIGHT (Olivella, 1995). La estación de Salgueiros con geometría elíptica fue realizada mediante un método constructivo novedoso (método de excavación secuencial vertical), construida en suelos residuales de granito, del Norte de Portugal, a los que se les realizaron ensayos tanto in situ como en el laboratorio para determinar cada uno de sus parámetros y propiedades más importantes, (como se presenta detalladamente en el capítulo 2 de este trabajo). Es importante destacar que para dicha estación existe un cálculo mecánico realizado por Doctor António Topa Gomes en el año 2008, de la cual se obtuvieron todos los datos para la modelación hidromecánica de la misma. El

modelo

adoptado

en

el

programa

de

cálculo

utilizado,

aunque

conceptualmente simple, se basa en un modelo elastoplástico tipo Mohr Coulomb, con la finalidad de aproximar el comportamiento del terreno en el proceso de construcción de la estación, cuyos resultados mostraron desplazamientos, deformaciones y presiones intersticiales muy similares a los que se obtuvieron in situ. Es interesante destacar el papel que efectuó la succión sobre el terreno, generada por el rebajamiento del nivel freático antes del comienzo de la excavación, aumentando la resistencia del terreno.

II

ABSTRACT

For decades in ground engineering (geotechnical) the study of unsaturated soils has been one of the biggest challenges to solve soil mechanics, due to the complexity of their behavior, which depends both the initial conditions state and loading conditions as well as the history of saturation and stress at which the soil has been subjected (Lloret, Julio 1982). This research is focused in the study of the hydro-mechanical behavior of Salgueiros metro station in Porto, Portugal, using a Finite Element (FE) code developed by the Department of Geotechnical Engineering of the Polytechnic University of Catalonia, CODE_BRIGHT (Olivella, 1995). Salgueiros station with elliptic geometry was performed through an innovative construction method (Vertical Sequential Excavation Method). The station was built on residual soils of granite from Northern Portugal, which were tested both in situ and in the laboratory to determine each of its parameters and the most important properties as presented in detail in Chapter 2. It is important to highlight the existent mechanical calculation performed by Dr. António Topa Gomes in 2008, where is obtained all the information to develop the hydro-mechanical model explained in this work. The model used is conceptually simple, based in an elastoplastic Mohr Coulomb model, in order to approximate the behavior of the residual soil during the process of construction of the station. The results obtained through the calculation achieved to reproduce the displacements, deformations and pore pressures were very similar to those measured in situ. It is interesting to stand out the role of the suction generated due to the lowering of the water table before excavation process, which increased the ground strength.

III

ÍNDICE GENERAL

AGRADECIMIENTOS ..........................................................................................................I RESUMEN ....................................................................................................................... II ABSTRACT ..................................................................................................................... III ÍNDICE DE FIGURAS ........................................................................................................ 1 CAPÍTULO 1: INTRODUCCIÓN .......................................................................................... 6 1.1

INTRODUCCIÓN ....................................................................................................... 6

1.2

OBJETIVOS .............................................................................................................. 8

1.2.1

Objetivo General ....................................................................................................... 8

1.2.2

Objetivos Específicos ................................................................................................ 8

1.3

ANTECEDENTES ...................................................................................................... 9

1.4

MOTIVACIÓN Y JUSTIFICACIÓN DEL TEMA ............................................................ 11

CAPÍTULO 2: “MARCO TEÓRICO” .................................................................................. 12 2.1

ÁREA DE ESTUDIO ................................................................................................. 12

2.2

SUELO DE ESTUDIO “SUELO RESIDUAL DE GRANITO............................................ 13

2.3

PERFIL GEOLÓGICO DE LA ESTACIÓN ................................................................... 15

2.4

CARACTERIZACIÓN Y COMPORTAMIENTO DE LOS SUELOS RESIDUALES DE

GRANITO EN CONDICIONES NO SATURADAS .................................................................. 16 2.4.1

Determinación De La Curva De Retención Mediante Ensayos En El Laboratorio .. 16

A.

Ensayos triaxiales a succión controlada .................................................................... 16

B.

Método del papel de filtro ........................................................................................... 17

C.

Placa de presión.......................................................................................................... 18

2.4.2

Comparación De Los Resultados Obtenidos En Cada Uno De Los Métodos

Utilizados. ............................................................................................................................ 19 2.5

PARÁMETROS RESISTENTES DEL SUELO RESIDUAL DE GRANITO ........................ 21

2.5.1 2.5.1.1

Ángulo de Fricción, Ángulo de Dilatancia y Cohesión ............................................ 21 Envolvente de rotura ......................................................................................... 24

2.5.2

Coeficiente de empuje al reposo ............................................................................. 25

2.5.3

Módulo de Rigidez .................................................................................................. 27

2.5.4

Variación Volumétrica Del Suelo Residual De Granito Asociada Con El Nivel De

Succión Aplicada .................................................................................................................. 29 2.6

PARÁMETROS DE DEFORMABILIDAD .................................................................... 29

2.6.1

Coeficiente De Poisson Del Suelo Residual De Granito .......................................... 29

2.6.2

Módulo de corte (G) ................................................................................................. 30

2.7

PARÁMETROS HIDRAÚLICOS ...................................................................................... 32 2.7.1

Permeabilidad del Terreno ..................................................................................... 32

2.7.2

Rebajamiento Del Nivel Freático Y Medición De La Succión In Situ ....................... 34

2.8

MÉTODO DE CONSTRUCCIÓN DE LA ESTACIÓN SALGUEIROS ............................... 37

2.8.1

Descripción De La Metodología De Construcción .................................................... 37

2.8.2

Geometría, Aspectos Estructurales Y Procedimiento Constructivo ......................... 41

2.8.3

Ventajas De La Aplicación Del Método De Excavación Secuencial Vertical ........... 45

2.9

INSTRUMENTACIÓN DE LA ESTACIÓN .................................................................... 47

2.9.1

Desplazamientos Del Terreno Durante La Construcción De La Estación ............... 48

2.9.2 Asentamientos En La Superficie ................................................................................. 51 CAPÍTULO 3: “MODELACIÓN DE LA ESTACIÓN SALGUEIROS USANDO EL MÉTODO DE ELEMENTOS FINITOS CODE_BRIGHT” ........................................................................... 54 3.1

FORMULACIÓN MATEMÁTICA ................................................................................ 54

3.1.1

Características Del CODE_BRIGHT ........................................................................ 55

3.1.2

Ecuaciones De Balance .......................................................................................... 57

A.

Ecuación de balance de la masa de sólido ................................................................. 57

B.

Ecuación de balance de la masa de agua .................................................................. 58

C.

Ecuación de momentum del medio ............................................................................. 58

3.1.3

Ecuaciones Constitutivas ....................................................................................... 58

A.

Curva de retención del agua para un determinado material ...................................... 59

B.

Modelo constitutivo mecánico...................................................................................... 60

3.1.4

Condiciones De Contorno En Las Ecuaciones De Balance O De Equilibrio De

Tensiones. ............................................................................................................................ 61 Mecánicas o equilibrio de tensiones........................................................................... 61

A 3.1.5 3.2

Modelo constitutivo utilizado en el comportamiento del suelo residual .................. 62

DESCRIPCIÓN DEL MODELO .................................................................................. 64

3.2.1

Geometría Y Estado Inicial De Tensiones Del Modelo ............................................ 64

3.2.3

Malla de Elementos Finitos del modelo .................................................................. 68

3.2.3

Parámetros Utilizados En El Modelo ...................................................................... 69

3.3

CONDICIONES DE CONTORNO ............................................................................... 75

3.4

FASES DE CÁLCULO .............................................................................................. 78

3.4.1

Planificación Constructiva Del Modelo Numérico (Diagrama De Gantt) .................. 79

CAPÍTULO 4: RESULTADOS Y COMPARACIONES ENTRE EL MODELO HIDRO-MECÁNICO Y MEDIDAS IN SITU ....................................................................................................... 82 4.1

RESULTADOS DEL MODELO HIDRO-MECÁNICO .................................................... 82

4.1.1

Descenso Del Nivel Freático ................................................................................... 82

4.1.2

Comparación entre los Desplazamientos In Situ Y Los Del Modelo ........................ 86

4.1.3

Asentamientos Totales En Superficie ..................................................................... 89

4.1.4

Trayectoria de tensiones ........................................................................................ 94

4.1.5

Análisis De Tensiones Del Soporte ......................................................................... 97

4.1.6

Análisis De La Viga Transversal ............................................................................ 99

4.1.7

Deformada global de la estación .......................................................................... 101

CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES ...................................................................... 103

Estudio De Una Excavación Secuencial En Terrenos No Saturados Y La Modelación De Un Caso Real

2014

ÍNDICE DE FIGURAS Fig. 1 Estación Luz de la línea 4 del metro São Paulo en Brasil (Topa, 2008) ............ 10 Fig. 2 Fotografía aérea del accidente de la estación Pinheiros en la línea 4 del metro de São Paulo (Bashny.net) ............................................................................................. 11 Fig. 3 Vista aérea de la excavación de la estación Salgueiros en el centro de la ciudad de Oporto Portugal, con las coordenadas del centro de la excavación del año 2008 y actual 2014 (Topa, 2008) .......................................................................................... 12 Fig. 4 Perfil típico de una masa de roca de granito con superficie y suelo alterado (after Little, 1969) .............................................................................................................. 13 Fig. 5 Curvas granulométricas de los suelos de granito residuales del norte de Portugal, (Viana da Fonseca, 1994) ........................................................................... 14 Fig. 6 Perfil Geológico de la estación de Salgueiro, Oporto Portugal y localización previa del metro (Topa, 2008).................................................................................... 15 Fig. 7 Representa la curva de retención generada a través de ensayos triaxiales a succión controlada (Topa, 2008) ............................................................................... 17 Fig. 8 Curva de retención determinada mediante el método Papel de Filtro (Topa, 2008) ........................................................................................................................ 18 Fig. 9 Curva de retención obtenida a través de la placa de presión (Topa, 2008) ....... 19 Fig. 10 Representación de la curva de retención obtenida por los tres métodos, papel de filtro, ensayos triaxiales con succión impuesta y placas de presión, en condiciones no saturadas (Topa, 2008) ........................................................................................ 20 Fig. 11 Envolvente de rotura del suelo residual (Topa, 2008) .................................... 21 Fig. 12 Resistencia en ensayos triaxiales a compresión con descarga en las tensiones laterales (Topa, 2008) ............................................................................................... 22 Fig. 13 Variación de la tensión vertical con el ángulo de dilatancia (Topa, 2008) ....... 23 Fig. 14 Evolución del ángulo de fricción en profundidad sobre la base propuesta de Decourt (1989), para la correlación con los resultados de las pruebas de SPT en la estación de Salgueiros (Topa, 2008). ......................................................................... 24

1

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2014

Fig. 15 Variación del módulo de rigidez y la deformación radial con una succión impuesta de 100 kPa (Topa, 2008) ............................................................................ 27 Fig. 16 Variación de la rigidez con respecto a la succión (Topa, 2008) ....................... 28 Fig. 17 Variación del coeficiente de Poisson en función con la deformación radial (Topa, 2008).............................................................................................................. 30 Fig. 18 Resultados de la prueba sísmica: velocidades medidas y

módulo de corte

(Go), Donde CH1- CH2 y CH3-CH4 son los agujeros donde se realizó la prueba de Cross Hole (Topa, 2008). ........................................................................................... 32 Fig. 19 Resultados de la permeabilidad, tipos Lefranc (Topa, 2008) .......................... 33 Fig. 20 Distribución de los pozos de bombeos en la estación, para el proceso de insaturación del terreno (Topa, 2008) ....................................................................... 34 Fig. 21 Perfiles típicos de presión de poros en condiciones de terreno no saturado más comunes en la naturaleza (Fredlund & Rahardjo, 1993), ECHO ................................ 35 Fig. 22 Medidas de la evolución del nivel freático en los 4 piezómetros cercanos a la periferia de la estación (Topa, 2008).......................................................................... 36 Fig. 23 Vista aérea de la excavación de la estación Salgueiros (Topa, 2008) .............. 37 Fig. 24 Fase 0 (Método De Excavación Secuencial) .................................................... 38 Fig. 25 Fase 1 (Método De Excavación Secuencial) .................................................... 38 Fig. 26 Fase 2 (Método De Excavación Secuencial) .................................................... 39 Fig. 27 Fase 3, Fase 4 y Fase Penúltima y Ultima (Método Excavación Secuencial) ... 39 Fig. 28 Excavación progresiva de varios anillos en la estación de Salgueiros (Topa, 2008) ........................................................................................................................ 40 Fig. 29 Vista en planta de la estación de Salgueiros (Topa, 2008).............................. 41 Fig. 30 Vista lateral del eje longitudinal de la estación de Salgueiros (Topa, 2008) .... 42 Fig. 31 Aspectos de la primera fase de construcción de los soportes: A) Excavación y colocación del hormigón proyectado; B) Colocación del refuerzo (Topa, 2008) .......... 43 Fig. 32 Construcción de los elementos estructurales en la superficie: A) Refuerzo de la viga transversal; B) Construcción de la viga de coronación (Topa, 2008) ................... 43 Fig. 33 Excavación de los anillos y colocación del hormigón proyectado (Topa, 2008) 44 Fig. 34 Visualización de la estación terminada (Topa, 2008) ..................................... 44 Fig. 35 Planificación horaria de la excavación de la estación de Salgueiros (Topa, 2008) ................................................................................................................................. 46 Fig. 36 Localización de cada uno de los instrumentos de medición (Topa, 2008) ....... 47

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Fig. 37 Deformada del inclinómetro I1 A) Paralelo al eje transversal de la estación B) Paralelo al eje longitudinal de la estación (Topa, 2008) ............................................. 49 Fig. 38 Deformada del inclinómetro I2 C) Paralelo al eje transversal de la estación D) Paralelo al eje longitudinal de la estación (Topa, 2008) ............................................. 49 Fig. 39 Deformada del inclinómetro I3 E) Paralelo al eje transversal de la estación F) Paralelo al eje longitudinal de la estación (Topa, 2008) ............................................. 50 Fig. 40 Deformada del inclinómetro I4 G) Paralelo al eje transversal de la estación H) Paralelo al eje longitudinal de la estación (Topa, 2008) ............................................. 50 Fig. 41 Asentamientos registrados en puntos de referencia situados en la viga de coronación (Topa, 2008)............................................................................................ 52 Fig. 42 Asentamientos de los edificios situados en el lado Norte de la estación en función a la profundidad y al nivel freático (Topa, 2008) ........................................... 52 Fig. 43 Deformada en planta de la viga de coronamiento (Topa, 2008) ...................... 53 Fig.

44

Representación

esquemática

de

un

material

poroso

no

saturado

(CODE_BRIGHT, Junio 2013) ................................................................................... 54 Fig. 45 Descripción de la condición de Cauchy (CODE_BRIGHT, Junio 2013) ........... 62 Fig. 46 Geometría en 3D de la estación de Salgueiros (GID, 2014) ............................ 64 Fig. 47 Simulación parcial de la estación de Salgueiros antes y después de la excavación ................................................................................................................ 65 Fig. 48 Representación de la columna de extracción de agua en el modelo. .............. 66 Fig. 49 Vista en planta de la geometría utilizada para la modelación de la estación de Salgueiros ................................................................................................................. 66 Fig. 50 Vista lateral de la geometría utilizada para la modelación de la estación de Salgueiros ................................................................................................................. 67 Fig. 51 Evolución de las tensiones en profundidad ................................................... 67 Fig. 52 Vista en planta de la malla de elementos finitos del modelo de la estación .... 68 Fig. 53 Vista lateral de la malla de elementos finitos del modelo de la estación ......... 69 Fig. 54 Malla elementos finitos generada en la etapa de pre-proceso del programa GID ................................................................................................................................. 69 Fig. 55 Parámetros del suelo residual de la estación de Salgueiros en condiciones saturadas. ................................................................................................................ 70 Fig. 56 Curva de retención utilizada en la modelación en comparación con las obtenidas in situ. ...................................................................................................... 71

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Fig. 57 Permeabilidad relativa en relación al grado de saturación efectivo . ................. 72 Fig. 58 Representación de la cohesión en condiciones saturadas y su variación con el efecto de la succión ................................................................................................... 73 Fig. 59 Variación del módulo de rigidez en función a la succión aplicada en condiciones saturadas .............................................................................................. 74 Fig. 60 Porosidad del suelo residual distribuida por capas en el estado inicial de la modelación. .............................................................................................................. 75 Fig. 61 Vista en planta y en 3D de las condiciones es de contorno mecánicas utilizadas el modelo .................................................................................................. 76 Fig. 62 Vista en planta y en 3D de las condiciones de flujo utilizadas en el estado inicial del modelo ...................................................................................................... 77 Fig. 63 Vista en planta y en 3D de las condiciones flujo utilizadas en el descenso del nivel freático. ............................................................................................................ 77 Fig. 64 Cronograma de las fases que se llevaron a cabo en la estación en función al tiempo, utilizando el código de elementos finitos CODE_BRIGHT .............................. 79 Fig. 65 Representación esquemática de las diferentes etapas de cálculo con el progreso de la excavación luego del rebajamiento del nivel freático (Topa, 2008). .................... 81 Fig. 66 Representación del descenso del nivel freático del modelo en 3D ................... 82 Fig. 67 Simulación del descenso del nivel freático en 3D (GID, 2014) ........................ 83 Fig. 69 Localización de un punto en el fondo de la excavación ................................... 84 Fig. 70 Evolución del nivel freático in situ y en el modelo en función del tiempo ....... 84 Fig. 71 Comparación entre todos los presiómetros colocados in situ y el arrojado por el modelo ...................................................................................................................... 85 Fig. 72 Localización del inclinómetro en el modelo y en la estación Salgueiros .......... 86 Fig. 73 Representación de los desplazamientos horizontales producidos por el inclinómetro, in situ y en el modelo, en el mismo punto de ubicación de la excavación ................................................................................................................................. 87 Fig. 74 Representación de los desplazamientos en los planos sobre el eje transversal y longitudinal de la estación ........................................................................................ 88 Fig. 75 Desplazamientos horizontales sobre los eje longitudinal y transversal de la estación .................................................................................................................... 89 Fig. 76 Asentamientos registrados in situ de los puntos de referencia ubicados en la viga de coronación .................................................................................................... 90

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Estudio De Una Excavación Secuencial En Terrenos No Saturados Y La Modelación De Un Caso Real

2014

Fig. 77 Asentamientos por consolidación producidos por el descenso del nivel freático ................................................................................................................................. 91 Fig. 78 Localización de los puntos de referencia en la viga de coronación de la estación ................................................................................................................................. 92 Fig. 79 Asentamientos en los puntos de referencia de la viga de coronación ............. 92 Fig. 80 Comparación entre los asentamientos reproducidos por el modelo y los de campo ....................................................................................................................... 93 Fig. 81 Asentamientos máximos en la superficie ....................................................... 93 Fig. 82 Localización del anillo 9 donde presenta mayor multiplicador plástico. ......... 95 Fig. 83 Trayectoria de tensiones justo detrás del anillo 9 de la excavación ................ 96 Fig. 84 Trayectoria de tensiones en un punto del anillo 9 de hormigón proyectado de la excavación ............................................................................................................ 97 Fig. 85 Tensiones de Compresión y Tracción en el pilar del cuadrante Norte/Oeste .. 97 Fig. 87 Tensión media en la zona de tracción del soporte .......................................... 98 Fig. 86 Tensión vertical (Szz) ..................................................................................... 98 Fig. 89 Desplazamiento vertical en el extremo de la viga transversal, producidos tanto para el modelo como in situ ..................................................................................... 99 Fig. 88 Viga transversal ............................................................................................ 99 Fig. 90 Tensión Horizontal en dirección del eje transversal de la estación ............... 100 Fig. 91 Deformada general de la estación al finalizar la excavación ......................... 101 Fig. 92 Vectores de desplazamientos en dirección del eje longitudinal de la estación ............................................................................................................................... 101 Fig. 93 Vectores de desplazamientos en dirección del eje transversal de la estación 102

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2014

CAPÍTULO 1: INTRODUCCIÓN

1.1

INTRODUCCIÓN El estudio de suelos no saturados tiene como principal objetivo, determinar el

comportamiento de los suelos que están afectados por el fluido que se encuentran en la micro y macro estructura del suelo (poros), haciendo variar algunas de sus propiedades

y

parámetros

más

importantes

y

estableciendo

cambios

tanto

volumétricos como tensionales. Unos de los pioneros en el estudio de suelos no saturados fue el Ingeniero y Doctor Maurice Anthony Biot (1905-1985), quien implemento las ecuaciones constitutivas que rigen el comportamiento hidromecánico de los suelos no saturados, creando por primera vez la teoría de la Poro-Elasticidad (Biot, 1941), dando lugar a la determinación de los asentamientos producidos por consolidación ó cargas externas al terreno (Kim & Parizek, 1997), (Callari & Abati, 2009), (Ferronato & Castellato, 2010). El medio acoplado donde interviene la fase solida y las condiciones flujo, adoptan comportamientos puramente diferentes en el estudio de suelos no saturados, en cuestión de deformabilidad y estado tensional. Existen casos donde se realiza extracción de columnas de aguas subterráneas, y como consecuencia a éste, el campo de deformación que se genera en el terreno debido a una disminución o rebajamiento en la capa freática, dónde puede ocasionar divergencias en el proceso de flujo, modificando las propiedades hidráulicas del medio poroso. Estos cambios pueden ser significativos dependiendo del tipo de formación geológica y de la configuración del sistema del acuífero (Dvorkin, Goldschmit, & Storti, Noviembre 2010). Durante la fase inicial de bombeo, el agua fluirá en dirección de la columna de agua y como consecuencia, el terreno experimentará una reducción de su volumen causando deformaciones en todas las direcciones.

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2014

A través del tiempo se ha producido un gran avance en la implementación de métodos y técnicas de cálculo numérico, permitiendo un gran desarrollo en códigos numéricos capaces de solucionar modelos constitutivos del comportamiento mecánico e hidromecánico del suelo. Basándonos en las hipótesis anteriores, este trabajo final de máster tiene como finalidad la obtención de las principales características y respuestas del análisis acoplado (Hidromecánico) de la estación Salgueiros en Oporto, Portugal, ya que el análisis desacoplado (Mecánico) fue realizado en el año 2008 por el Doctor António Topa Gomes, y como base fundamental tomaremos este trabajo para el desarrollo de este trabajo final de máster. Se realizará un modelo utilizando el método de elementos finitos sobre la geometría del suelo a estudiar "suelo residual de granito" en la estación, en condiciones de flujos existentes, realizando un cálculo hidromecánico para aproximar cual podría ser el comportamiento real de la excavación si ésta se realizara en condiciones no saturadas bajo el efecto de la succión, impuesta por el descenso del nivel freático. La estación fue instrumentada en todo el proceso de la excavación, arrojando datos sobre del comportamiento del terreno a lo largo de todo el proceso, la cual permitirá comparar los datos de la modelación numérica con los datos de campo. Para la realización de esta investigación se ha utilizado el programa de cálculo de elementos finitos Termo-Hidro-Mecánico (THM) en 3D CODE_BRIGHT (Coupled Deformation, Brine, Gas and Heat Transport Problems), siendo un software desarrollado en la Escuela Técnica Superior de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos de Barcelona (ETSECCPB) de la Universidad Politécnica de Cataluña (UPC) (MarcadorDePosición2), con el objetivo de modelar procesos THM de forma acoplada en el medio geológico. CODE_BRIGHT utiliza el software GID desarrollado por

el

Centro de Métodos Numéricos en Ingeniería (CIMNE) como Pre y Post procesador (GID, 2014).

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1.2

2014

OBJETIVOS

1.2.1 Objetivo General Estudiar los mecanismos de estabilidad de una excavación elíptica realizada por el método de excavación secuencial en terrenos no saturados y analizar un caso real de la estación de metro de Salgueiros sobre suelos residuales en Oporto, Portugal.

1.2.2 Objetivos Específicos 

Comprender la fenomenología general del comportamiento hidromecánico de la obra considerada.



Comparar resultados obtenidos del modelo hidromecánico con datos reales.



Analizar los parámetros que poseen mayor influencia en su comportamiento.



Evaluar la influencia del nivel de succión en la respuesta hidromecánica.



Comparar la respuesta hidromecánica con la respuesta predicha por el modelo mecánico desarrollado por Topa Gomes (2008).



Determinar los asentamientos en la superficie del terreno, producidos el rebajamiento del nivel freático.

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1.3

2014

ANTECEDENTES La estación de metro de Salgueiros ubicada en la ciudad de Oporto (Portugal),

con forma geométrica elíptica, se realizó mediante el método de excavación secuencial vertical, en terrenos formados por suelos residuales (granito), en condiciones “no saturadas”, debido a un proceso de instauración (bombeo en la periferia) para mejorar las condiciones de los suelos y de construcción. La tesis desarrollada por Topa en el 2008 pretendió contribuir a dos aspectos, el estudio del tema en condiciones no saturadas y la realización de un enfoque novedoso en el contexto de los suelos residuales de granito del Norte de Portugal. En la primera etapa del trabajo se estudió la fenomenología de la excavación de un pozo vertical por el método de excavación secuencial, comenzando con ejes circulares y extendiendo el análisis a los ejes elípticos. Con referencia a un eje circular excavado de un suelo típico residual, se lleva a cabo una evaluación detallada de su comportamiento, incluyendo aspectos tales como la evolución de desplazamientos con la profundidad de excavación, la variación de las fuerzas de apoyo y la redistribución de la tensión alrededor de la base de la excavación. Un estudio paramétrico se llevó a cabo, con el fin de comprender la influencia de varios factores en el comportamiento general de este tipo de excavaciones. Parámetros tales como la geometría de la estación, la resistencia y las características de deformación tanto del soporte de apoyo y el suelo del terreno, se evalúan con el fin de entender su significado. Este estudio permitió la identificación de los parámetros más pertinentes a fin de lograr un diseño seguro y económico. En el lugar de construcción de la estación Salgueiros se llevó a cabo un gran número de ensayos in situ, incluyendo SPT, Cross-hole, Presiómetro de Ménard, ensayos de permeabilidad y, en particular, las pruebas con el presiómetro autoperforador de Cambridge. Este es el ensayo que sólo in situ proporciona la determinación del "Coeficiente de empuje al reposo" y que previamente se había aplicado una sola vez a los suelos residuales de granito. La discusión de las técnicas de interpretación y el análisis de los resultados se realizaron con gran detalle, para la propuesta de los valores de este parámetro en suelos residuales de granito.

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La parte final de este trabajo final de máster está dedicada al estudio del comportamiento hidromecánico de la estación de Salgueiros, permitiendo el análisis de los resultados con el fin de entender el comportamiento real de la excavación. En referencia al método de excavación secuencial, este ha sido utilizado en algunos países, ejemplos de estos son Portugal y Brasil, países donde este tipo de soluciones innovadoras son más extendidas, sobre todo en la técnica de St. Paul Metro, con ejemplos de éxito de su generalización a pequeños pozos con cierta asimetría, la intersección de 3 pozos y la excavación en diferentes etapas en el tiempo. Como se observa en la Fig. 1, la construcción de la estación Luz de la línea 4 del metro de São Paulo, que es uno de los primeros ejemplos de estructura en la que la composición de la planta resulta en la intersección de tres elipses.

Fig. 1 Estación Luz de la línea 4 del metro São Paulo en Brasil (Topa, 2008)

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1.4

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MOTIVACIÓN Y JUSTIFICACIÓN DEL TEMA Este trabajo se origina por la necesidad de realizar una análisis hidromecánico

a la estación de Salgueiros luego de que el Doctor António Topa Gomes realizara el cálculo mecánico de esta estación, al ser esta construida por un método muy novedoso en este tipo de excavaciones llamado "Método De Excavación Secuencial Vertical''. Poder conocer el comportamiento global de este tipo de fenómenos es de gran importancia, para poder delimitar todas las causas posibles que podrían generar un fallo en la construcción. Actualmente la cantidad de software que existen para la solución de este tipo de problema solo involucran ecuaciones desacopladas, despreciando el fenómeno mecánico y considerando únicamente el fenómeno de flujo o recíprocamente. Un buen análisis y diseño del comportamiento de las excavaciones realizadas en suelos no saturados puede prevenir cualquier tipo de accidentes, como el ocurrido en Enero del 2007 en la estación de Pinheiros, produciéndose un colapso del terreno en unos de los ejes de la estación como muestra la Fig. 2, explicado con detalle por Nick Barton (Barton, Octuber 2009).

Fig. 2 Fotografía aérea del accidente de la estación Pinheiros en la línea 4 del metro de São Paulo (Bashny.net)

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CAPÍTULO 2: “MARCO TEÓRICO”

2.1

ÁREA DE ESTUDIO

La construcción de la estación “Salgueiros” en la línea amarilla “D” popularmente conocida como “Línea de Gaia” del metro de Puerto Luz, fue realizada sobre un campo de fútbol abandonado, situado en el centro de la ciudad de Oporto, Portugal (Ver Fig. 3), y construida sobre el material más predominante en todo el Norte de Portugal, los “suelos residuales de granito”.

M=-39 067.1875 P=16 790.5362

Fig. 3 Vista aérea de la excavación de la estación Salgueiros en el centro de la ciudad de Oporto Portugal, con las coordenadas del centro de la excavación del año 2008 y actual 2014 (Topa, 2008)

Conocer las características y parámetros principales de los suelos circundantes en donde se ejecutará una obra es uno de los aspectos fundamentales a

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tomar en cuenta a la hora de iniciar un proyecto, por lo que se dedica una atención particular a este tipo de suelo para conocer con mayor exactitud sus parámetros. En éste caso se toma como base fundamental la tesis doctoral de António Topa Gomes (Topa, 2008), para el desarrollo del presente trabajo final de máster.

2.2

SUELO DE ESTUDIO “SUELO RESIDUAL DE GRANITO

Los suelos residuales son aquellos que se forman o acumulan en algunos lugares por procesos de meteorización químicas, desarrollándose esencialmente, en entornos tropicales húmedos.

Fig. 4 Perfil típico de una masa de roca de granito con superficie y suelo alterado (after Little, 1969)

Los suelos de granito residuales tienen un conjunto de diversas propiedades físicas que dependerá en gran medida del grado de meteorización en el que se encuentren.

En la Tabla 1 se puede observar un breve resumen de los diferentes

índices físicos que caracterizan los suelos residuales en el Norte de Portugal, presentada por Matos Fernández en el 2006.

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Tabla 1 Los valores típicos de los parámetros físicos de los suelos de granito residuales del Noroeste de Portugal (Topa, 2008)

Otro aspecto importante a considerar es el tamaño de granos de este tipo de suelos, ya que esto nos proporciona una idea del grado de alteración del material. Viana da Fonseca presentó un conjunto de resultados para un número muy significativo de suelos de granito residuales de Oporto, que podemos apreciar en la siguiente Fig. 5.

Fig. 5 Curvas granulométricas de los suelos de granito residuales del norte de Portugal, (Viana da Fonseca, 1994)

En la Fig. 5 se observa que existe la presencia de todo tipo de tamaños en términos granulométricos, fracciones de arcillas, que aunque generalmente tiene porcentajes más bajos al 10% presenta valores entre 20% y 35%, la fracción de arena es predominante, con valores tan altos como 60% del peso total, y la fracción de grava está presente con un 20% del peso total del material.

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2.3

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PERFIL GEOLÓGICO DE LA ESTACIÓN

La estación de Salgueiros se encuentra en una zona dominada por un granito de dos micas, de grano medio o medio a fino llamado granito de Oporto. Ocasionalmente puede haber aluviones en esta área, aunque en el lugar de la excavación no se detectaron pruebas de estos. Como se muestra en la Fig. 6, existen diversas capas del suelo residual de granito con diferentes parámetros y propiedades. Para propósitos de diseño de la estación, era necesario considerar un modelo geotécnico simple enmarcando las diversas zonas y distribuyendo parámetros claramente definidos.

Fig. 6 Perfil Geológico de la estación de Salgueiro, Oporto Portugal y localización previa del metro (Topa, 2008)

Los parámetros asumidos por el equipo del proyecto para el cálculo y diseño, así como el espesor considerado para cada unidad geotécnica, se muestran en la siguiente Tabla 2.

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Tabla 2 Parámetros del suelo residual de granito de cada una de las capas del terreno (Topa, 2008)

La variación de los parámetros de cada una de las zonas que se presentan en la Tabla 2, permite una percepción de las características y alteración del macizo, ya sea en planta o en términos de altimetría, tomando en cuenta que existen factores que pueden producir cambios en los parámetros como es el confinamiento y el nivel de succión generado por el descenso de la capa freática.

2.4 CARACTERIZACIÓN Y COMPORTAMIENTO DE LOS RESIDUALES DE GRANITO EN CONDICIONES NO SATURADAS

SUELOS

2.4.1 Determinación De La Curva De Retención Mediante Ensayos En El Laboratorio Las curvas de retención del suelo residual se obtuvieron a través de diversos métodos como: ensayos triaxiales a succión controlada, las placas de succión, el método de papel de filtro y psicómetros. Se llevaron a cabo varios procedimientos para la obtención de la curva de retención del material, y así obtener un mejor acoplamiento de la misma, entres los procedimientos se encuentran:

A. Ensayos triaxiales a succión controlada Se realizaron diferentes pruebas a 18 muestras del suelo residual de granito y al final se determinó el contenido de agua de estas, donde se observó que era posible obtener una curva de succión de los resultados de los ensayos triaxiales, ya que se realizaron a succión impuesta. El principal inconveniente de esta curva está relacionado con la reducción del número de puntos obtenidos, ya que se llevaron a cabo sólo cuatro fases correspondientes a las pruebas en estado saturado y de

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succión. Por otra parte, la succión máxima de la prueba fue de 150 kPa, arrojando valores lejos del contenido de humedad del valor residual asociado con los suelos analizados. La Fig. 7 muestra una curva de retención del suelo con una forma sustancialmente lineal, en escala logarítmica, donde w% representa el contenido de humedad y Ѱ es la succión.

Fig. 7 Representa la curva de retención generada a través de ensayos triaxiales a succión controlada (Topa, 2008)

B. Método del papel de filtro El método del papel de filtro compara el potencial del agua del suelo con el potencial de retención de agua en un medio poroso, este permite la medición de la succión total. La succión total se define como la suma de la succión osmótica y la succión matricial. Los suelos residuales de granitos en general tienen una alta heterogeneidad, que se reflejan en cambios significativos obtenidos en la curva de retención.

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Fig. 8 Curva de retención determinada mediante el método Papel de Filtro (Topa, 2008)

C. Placa de presión Las placas de presión permiten extraer el agua de la muestra saturada usando presión de aire (por encima de la presión atmosférica). El drenaje del agua de la muestra se hace a través de un elemento separador (placa de cerámica o membrana de celofán con poros muy pequeños). La Fig. 9 muestra las curvas de retención de todas las pruebas obtenidas utilizando muestras cortadas directamente de las placas, usando el método de la placa de succión. Presenta además las curvas obtenidas en 26 muestras, con el fin de tener una idea de la variación de estas curvas debido a la heterogeneidad de los suelos residuales de granito de Oporto.

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Fig. 9 Curva de retención obtenida a través de la placa de presión (Topa, 2008)

Como se ilustra en la Fig. 9, la variación entre las diferentes curvas es significativa, por lo que se pudo observar la diferencia del contenido de agua en condiciones saturadas de las muestras correspondientes. Desde este punto las curvas tienen un progreso similar, con un estrechamiento a niveles altos de succión.

2.4.2 Comparación De Los Resultados Obtenidos En Cada Uno De Los Métodos Utilizados. Se mencionaron tres diferentes métodos para la obtención de la curva de retención del suelo residual de la estación de Salgueiros, y es interesante observar su representación conjunta con el fin de tener una idea de las diferencias que estas presentan. La Fig. 10 muestra los resultados de curva de retención para los tres procesos descritos en los párrafos anteriores (Ítem 2.4.1). Las curvas de retención obtenidas a través del método del papel de filtro corresponden a una humectación mientras que los ensayos con las placas de presión y los resultados de las curvas triaxiales en condiciones no saturados se corresponden con una trayectoria de secado. Esta

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diferencia

es

muy

importante

porque

los

suelos

tienen

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típicamente

un

comportamiento de histéresis.

Fig. 10 Representación de la curva de retención obtenida por los tres métodos, papel de filtro, ensayos triaxiales con succión impuesta y placas de presión, en condiciones no saturadas (Topa, 2008)

A partir del análisis de la Fig. 10, es claramente visible que las curvas de la trayectoria correspondientes al secado presentan valores inferiores de contenido de agua más bajo en comparación con las curvas de la trayectoria de humectación observadas. Un aspecto particularmente importante es la forma de

la trayectoria

correspondiente a las curvas de secado, o sea, la placa de presión y ensayos triaxiales con succión impuesta, esto significa que la técnica para la determinación de la succión en ensayos triaxiales ha sido apropiada, lo que aumenta la confianza en la calidad de los resultados.

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2.5

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PARÁMETROS RESISTENTES DEL SUELO RESIDUAL DE GRANITO

2.5.1 Ángulo de Fricción, Ángulo de Dilatancia y Cohesión A través de ensayos de corte directo y ensayos triaxiales se determinaron parámetros como el ángulo de fricción, ángulo de dilatancia y la cohesión que fueron obtenidos por el Doctor António Topa Gomes (2008) presentados en su tesis doctoral, y que se muestran en la Fig. 11.

Fig. 11 Envolvente de rotura del suelo residual (Topa, 2008)

En el ensayo de corte directo se determinó un valor del ángulo de fricción de aproximadamente 35.3º con cohesión nula, y un ángulo de fricción de 33.4º con una cohesión de 10 kPa. En la Fig. 12 se ilustra como varía la resistencia para cada nivel de succión impuesta en ensayos triaxiales a compresión con descargas en las tensiones laterales, observando así un aumento de esta en relación con la succión. Según los ajustes de los parámetros se obtuvieron resultados como el de la Cohesión (C) de 8.9 kPa, un ángulo de fricción (ϕ') de 36.3º y el ángulo de fricción con respecto a la succión (ϕ'b) de 14.4º.

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Fig. 12 Resistencia en ensayos triaxiales a compresión con descarga en las tensiones laterales (Topa, 2008)

Haciendo un análisis de la siguiente tabla, se pueden observar valores de la cohesión (C) y el ángulo con que varía la cohesión en relación a la succión (ϕb), produciéndose diferentes valores de ángulos de fricción. Con el fin de representar el aumento de la cohesión en función al incremento de la succión se tomó un valor promedio de ϕb igual a 13,7º para la modelación numérica. Los ensayos triaxiales arrojaron valores similares a los de corte directo para la determinación del ángulo de fricción en condiciones saturadas, las cuales varían entre 38º y 45º. Tabla 1 Parámetros de ajuste para varios valores de ángulos de fricción del suelo residual (Topa, 2008) ф' (º)

C' (kPa)

ф b (º)

39

4,5

14,1

40

2,2

14,0

41

0,9

14,0

42

0,0

13,7

43

0,0

13,0

44

0,0

12,3

45

0,0

11,6

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Un parámetro importante como es el ángulo de dilatancia en los suelos residuales de granito, era aproximadamente nulo cuando se le aplicaba una carga de aproximadamente 200 kPa, por cual se realizó una relación lineal entre la tensión vertical y el ángulo de dilatancia para observar su comportamiento al variar la carga.

Fig. 13 Variación de la tensión vertical con el ángulo de dilatancia (Topa, 2008)

Así como se desarrollaron ensayos en el laboratorio se elaboraron campañas in situ de ensayos SPT en la superficie del terreno espaciadas a distancias de 1,50 metros a distintas profundidades, en un intervalo de 1,50 a 24,0 metros. Sin embargo, un número significativo de ensayos se detuvieron en torno a 12,0 m de profundidad, por lo que en esa zona presentaron características de tipo roca. En total se realizaron 149 pruebas de tubos sin soldadura, lo que contribuyó en gran medida al detalle de zonificación geotécnica, todos estos datos se encuentran bien detallados en la tesis doctoral de António Topa Gomes (2008). La Fig. 14 muestra la evolución de valores del ángulo de fricción en profundidad, obtenidos mediante la aplicación propuesta de DECOURT (1989). Los resultados de las pruebas SPT obtenidos, fueron debidamente corregidos según su profundidad.

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Fig. 14 Evolución del ángulo de fricción en profundidad sobre la base propuesta de Decourt (1989), para la correlación con los resultados de las pruebas de SPT en la estación de Salgueiros (Topa, 2008).

Se realizaron correlaciones para determinar el módulo de deformabilidad por el ensayo del SPT, estos resultados se encuentran bien analizados en la tesis doctoral de António Topa Gomes (2008).

2.5.1.1

Envolvente de rotura

Existen varios criterios de rotura en suelos no saturados, como es el modelo de MorhCoulomb que se utilizó en estos ensayos, el cual fue empezado por primera vez por Bishop et al. (1960), y Fredlund y Col (1978) que mostraron una relación similar a la propuesta por Bishop et al. (1960), pero tomando en cuenta dos variables independientes a la tensión. Bishop (1960) (2) Fredlund y Col (1978) (3)

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Dónde:

τ = Resistencia de corte en condiciones no saturadas c' = Cohesión efectiva = Tensión efectiva = Succion matricial x = Es un parámetro que depende del grado de saturación de la muestra = Ángulo de fricción con respecto a la succión Según los ensayos, los valores de la cohesión varían entre un mínimo de 10 kPa y un máximo de 500 kPa, rango que va mucho más allá de los límites aceptables para un suelo residual de granito. Sin embargo, la variación de esta propiedad está estrechamente ligada a la alteración de los materiales. La heterogeneidad de estos materiales es muy importante, lo que implica la utilización de un mayor número de muestras, al menos si el objetivo es obtener parámetros representativos. Una de las consideraciones de algunos parámetros como es el ángulo de fricción en relación a la succión es que tiende a disminuir según el descenso del nivel de succión (Vanapalli & Fredlund, 2000).

2.5.2 Coeficiente de empuje al reposo Un aspecto muy importante y complejo en el mismo marco, trata sobre los datos presentados en la tesis doctoral de Topa, respecto al cálculo del coeficiente de empuje en reposo en tres metodologías diferentes; uno de ellos, el método de retroanálisis con el que se obtuvieron valores de K0 que oscilan entre 0.57 y 0.74 con un valor medio de 0.67, utilizando el presiómetro de Menard arrojaron valores entre 0.67 y 0.74 con un valor medio de 0.70, y las pruebas con el presiómetro auto-perforador de Cambridge que permitió estimar parámetros elásticos y de deformabilidad. Una de las expresiones más conocidas en la práctica común del entorno geotécnico es la propuesta por Jaky et al. (1944), utilizada para suelos normalmente consolidados, sin embargo, teniendo un valor del ángulo de fricción de 40º, se obtiene

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un valor del coeficiente de reposo de 0.36 lo cual se refiere a un suelo residual muy alterado y un valor muy bajo comparado con los métodos anteriores. Jaky et al. (1944) (4) El uso de esta expresión es muy común en la práctica del entorno geotécnico, incluso para suelos residuales. Viana da Fonseca & Almeida y Sousa (2001) también indicaron que el coeficiente de empuje en tierras en reposo tiende a disminuir con el grado de alteración, una conclusión que es apoyada por los resultados obtenidos. La Tabla 2 muestra los valores de K0 derivados a cada uno de los dos ensayos que utilizaron metodologías propuestas anteriormente. Algunas posiciones carecen de datos porque la tabla daría lugar a resultados poco realistas, lo que indica que en la interpretación de la prueba no se podía hacer uso de las técnicas presentadas anteriormente, o que algo salió muy bien en el ensayo. Tabla 2 Valores de Ko obtenidos en cada uno de los métodos mencionados (Topa, 2008)

Ensayos E1 E1 E1 E1 E1 E2 E2 E2 E2 E2 E2 Media

σh1 (kPa) 41 37,5 82,2 90 105 12 78 72 _ _ 160,2

Ko (1) 0,59 0,43 0,61 0,6 0,66 _ 0,66 0,52 _ _ 0,75 0,6

σh2 (kPa) 50 150 90 110 107 13 80 74 120 102 182

Ko (2) 0,72 0,67 0,74 0,68 _ 0,67 0,53 0,71 0,57 0,85 0,68

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2.5.3 Módulo de Rigidez Un aspecto de gran relevancia tiene que ver con la rigidez considerada para el hormigón proyectado, que es idéntica a la calidad del hormigón colocado en los soportes y vigas de la estación (con un valor de 33 GPa), por un lado, el hecho de ser llevado a su funcionalidad a edades muy tempranas, y además factores que indican una mayor deformabilidad, se supone que este parámetro puede ser menor que el aplicado en los soportes y vigas, en el caso de hormigón proyectado. El módulo de rigidez o módulo de deformación del suelo depende de algunos aspectos importantes como es el nivel de succión a que esté sometida la prueba en el ensayo, el nivel de confinamiento y la deformación a la que esté sometida. Para cada ensayo realizado se elaboraron varias curvas que grafican la variación del módulo de rigidez y del coeficiente de Poisson en función del nivel de deformación, teniendo como objetivo la selección de parámetros adecuados para la modelación numérica. La Fig. 15 muestra la variación del módulo de rigidez y la deformación radial para los ensayos que se realizaron con un nivel de succión de 100 kPa.

Fig. 15 Variación del módulo de rigidez y la deformación radial con una succión impuesta de 100 kPa (Topa, 2008)

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La Fig. 15 representa los valores del módulo de rigidez obtenidos en los ensayos de compresión con descenso de la tensión lateral o confinamiento, para varios niveles de deformación, por lo que se puede identificar con claridad el aumento del módulo de rigidez con el aumento de la tensión de confinamiento. Para el suelo residual de granito fue posible establecer una relación entre el módulo de rigidez en condiciones saturadas y el mismo parámetro para una succión impuesta. Considerando que el módulo de rigidez aumenta al igual que la succión, se realizaron ensayos para presentar ese comportamiento como se muestra en la Fig. 16.

A)

B)

Fig. 16 Variación de la rigidez con respecto a la succión (Topa, 2008)

La Fig. 16 muestra una comparación de todas las muestras ensayadas, haciendo dos ajustes para interpretar mejor el comportamiento del módulo de rigidez en función con la succión, la Fig. A) presenta un buen ajuste haciendo pasar la recta por la ordenada cuando el suelo residual este totalmente saturado, presentando un aumento en el módulo de rigidez de 0.78% por cada kPa de succión aplicada, en la Fig. B) se observa que no hay cambios en el módulo de rigidez hasta no aplicar una succión mayor a 44 kPa, pero a partir de ese punto este aumenta 1.2% por cada kPa de succión aplicada, esto significa que para un rebajamiento de la capa freática de más de 20 metros como presenta esta excavación, habrán zonas, generalmente en la superficie, donde el modulo de rigidez aumentara casi tres veces el módulo de rigidez en condiciones saturadas.

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La mayor succión aplicada en estos ensayos a los suelos residuales de granitos de Oporto fue de 150 kPa, según la tesis doctoral de António Topa Gomes (2008).

2.5.4 Variación Volumétrica Del Suelo Residual De Granito Asociada Con El Nivel De Succión Aplicada Para establecer la condición no saturada en las excavaciones se requiere una disminución del nivel de agua lo cual produce un cambio volumétrico del terreno, que en el caso de los suelos residuales de granito de Oporto nunca se ha cuantificado correctamente según la tesis doctoral de Topa. Se realizaron una serie de ensayos con succión impuesta para observar la variación volumétrica de suelo residual de granito, con una succión mínima impuesta de 25 kPa para la cual se produjo una variación volumétrica de 2.5 cm3 y con una succión máxima de 150 kPa con una variación de 16.4 cm3. Observándose con claridad que la compresibilidad de la muestra ayuda significativamente al aumento de la rigidez.

2.6

PARÁMETROS DE DEFORMABILIDAD

2.6.1 Coeficiente De Poisson Del Suelo Residual De Granito La variación del coeficiente de Poisson del suelo residual de granito en función a la deformación radial, como se ilustra en la Fig. 17, así mencionado por Topa en su tesis doctoral, muestra comportamientos similares para las distintas pruebas de los ensayos realizados. Para un nivel de deformación radial de 0.1% y 1% se obtuvo un coeficiente de Poisson que varía entre los valores de 0.15 y 0.35, como se muestra en la Fig. 17 a) en una escala lineal y b) en una escala logarítmica. Para la modelación de la estación se utilizó un valor de poisson de 0.2 en el hormigón proyectado y de 0.3 para el suelo residual.

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Fig. 17 Variación del coeficiente de Poisson en función con la deformación radial (Topa, 2008).

Se observa con certeza que los dos picos visibles a las deformaciones del orden de 0,2% y 0,5% están asociados a dos ciclos de carga y descarga, lo que refleja el cambio en el comportamiento, asociado a la alteración en la trayectoria de las tensiones.

2.6.2 Módulo de corte (G) Se realizaron varios estudios para obtener los parámetros de deformabilidad a partir del ensayo SPT (Standard Penetration Test) y el presiómetro de Ménard que se encuentran bien detallados en la tesis Doctoral de António Topa Gomes (2008), arrojando valores que fueron analizados con diferentes expresiones. El módulo de corte (G) aplicado en modelos elásticos a pequeñas deformaciones, se encuentra relacionado con el módulo de rigidez (E), por la ecuación: (5) Teniendo en cuenta la gran heterogeneidad de los suelos residuales del granito de Oporto, se debe tener mucho cuidado en la aplicación de los valores arrojados por

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los modelos, ya que en áreas limitadas donde existan zonas menos rígidas puede ser totalmente inadecuado. Un aspecto en referir, respecto a los dos ensayos es que el presiómetro de Menard no presentó ninguna variación según la profundidad al igual que el SPT. Considerando un valor de Poisson de 0.2, aceptable para su aplicación en pequeñas deformaciones, se obtuvieron valores del módulo de corte entre 180 y 398 MPa para el límite inferior de la ecuación y de 271 y 597 MPa en el límite superior. In situ también se realizaron varios ensayos geofísicos como es el ensayo de Cross-Hole, efectuándose este con diferentes correlaciones que presentaron grandes discrepancias en los resultados. En la elaboración de algunos ensayos de carga y descarga, se pudo observar que el módulo de

rigidez de descarga correspondía

aproximadamente a un 50% del módulo tangente de la rigidez inicial (Eo). Además se realizaron pruebas de Cross Hole para determinar el módulo de corte del suelo residual, siendo este es un método muy confiable para la determinación del módulo de deformación (G o) a pequeñas deformaciones. Su importancia

consiste

en

permitir

la

determinación

de

los

parámetros

de

deformabilidad sin ninguna perturbación de la muestra y por lo tanto refleja las propiedades reales que tiene el terreno in situ. (6) Dónde: ρ: es la densidad del suelo residual Vs: es la velocidad medida entre agujeros a distintas profundidades. Para el cálculo del módulo de corte se parte de un suelo con una densidad de 18,0 kN/m3, uniforme en toda altura. Se sabe que la densidad varía en función del grado de saturación al igual que el grado o cambio en la roca, pero se cree que con este valor se obtiene una estimación bastante fiable y sin complicar excesivamente la interpretación.

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Fig. 18 Resultados de la prueba sísmica: velocidades medidas y módulo de corte (Go), Donde CH1CH2 y CH3-CH4 son los agujeros donde se realizó la prueba de Cross Hole (Topa, 2008).

Viana da Fonseca (2008) presenta una lista bastante exhaustiva de las correlaciones en las pruebas de SPT y discute su adaptabilidad a los suelos residuales del granito de Oporto. Algunas de estas correlaciones se han presentado en la tesis doctoral (Topa, 2008), que aparece en cualquiera de los modelos de descripción y aplicación de los resultados de otras pruebas a lo largo de esta sección.

2.7

PARÁMETROS HIDRAÚLICOS

2.7.1 Permeabilidad del Terreno Según estudios presentados por Topa, los análisis del terreno se realizaron en condiciones no saturadas mediante el rebajamiento del nivel freático, realizando ensayos tipo Legeon y ensayos Lefranc. En total, en la zona de la estación se desarrollaron 52 ensayos tipo Lefranc, a profundidades variables entre 2,5 y 24,5 metros, cuyos resultados se presentan en la Fig. 19. La línea trazada corresponde a la media de los resultados para cada profundidad.

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Fig. 19 Resultados de la permeabilidad, tipos Lefranc (Topa, 2008)

Para facilitar su interpretación, se muestran en la Tabla 3 valores promedios de los coeficientes de permeabilidad a diferentes profundidades a una distancia de 1,5 m entre ensayos. Tabla 3 Valores de la permeabilidad a diferentes profundidades (Topa, 2008)

Profundidad (m)

Permeabilidad K x 10-6 (m/s)

2.4

4.3

5.4 8.4

7.3 7.0

11.4 17.4

6.9 6.5

20.4 23.5

5.3 8.5

En la literatura geotécnica, se tiene la noción de que la permeabilidad es uno de los parámetros con más incertidumbres y variables, debido a la heterogeneidad de los materiales.

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Como se muestra en la Tabla 3, esta presenta valores mínimos de la permeabilidad de 2,4 x 10-6 m/s y valores máximos de 8,5 x 10-6 m/s, por lo cual un valor medio representativo a seleccionar para los suelos residuales de granito de Oporto es de 6,5 x 10-6 m/s.

2.7.2 Rebajamiento Del Nivel Freático Y Medición De La Succión In Situ La condición no saturada es de vital importancia en el comportamiento de este tipo de excavaciones. El descenso del nivel de agua se logró a través de la aplicación de 16 pozos de bombeo, situados en la periferia o límite de la excavación y se instalaron alrededor de las paredes de contención geo-drenes de 3 pies de longitud, haciendo el proceso de disipar cualquier exceso de presión de poros. Se muestra en la Fig. 20 la distribución de todos los pozos de bombeo para el descenso del nivel de la capa freática, que se produjo casi coincidiendo con el inicio de la excavación, disminuyéndolo a la profundidad total de la misma y así suponer que el suelo residual estaba en condición no saturada al momento de excavar. Se asumió la hipótesis de que el proceso de consolidación fue relativamente más lento que lo esperado.

Fig. 20 Distribución de los pozos de bombeos en la estación, para el proceso de insaturación del terreno (Topa, 2008)

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Con el descenso de la capa freática se presentan presiones de poros negativas en el terreno, al igual que existen variaciones significativas en un perfil de presión neutral a cabo de un año como se muestra en la Fig. 21, siendo estas variaciones causadas por las temperaturas, precipitaciones y la existencia de zonas de sombra creadas por objetos o árboles en la superficie. Es evidente que, por ejemplo, el suelo debajo de la superficie tiene variaciones de succión mucho más pequeñas que los de un terreno en el que la luz del sol cae directamente a lo largo del año. La variación real en la capa freática se produce más o menos rápida y diferente en función de la geometría y características del suelo, lo que también influye en el perfil de succión (Fredlund & Rahardjo, 1993) sobre las respuestas de un terreno particular.

Fig. 21 Perfiles típicos de presión de poros en condiciones de terreno no saturado más comunes en la naturaleza (Fredlund & Rahardjo, 1993), ECHO

En la zona de estudios se colocaron 8 tensiómetros en dos agujeros de 5 y 8 metros de profundidad y en el interior se dispusieron a diferentes profundidades, teniendo en cuenta los dos casos antes, parece que con cierta precisión se puede inferir que en los puntos a mayores profundidades, la variación de la succión se verá menos influenciada por la posición del nivel freático, y esta posición se refleja en la

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medición de la succión en cualquiera de los dos tensiómetros. En los medidores de tensión más superficiales, serán los efectos de la evaporación y/o transpiración que tendrán un mayor impacto en los valores medidos de la succión. La cohesión también aumenta con la succión, aunque lo hace de manera no lineal, alcanzando un valor máximo a una determinada succión. En el modelo se considera que este aumento es lineal.

Fig. 22 Medidas de la evolución del nivel freático en los 4 piezómetros cercanos a la periferia de la estación (Topa, 2008)

La Fig. 22 muestra la evolución en profundidad del nivel freático en función del tiempo,

proporcionada

por

cada

uno

de

los

presiómetros

colocados

en

la

instrumentación de la excavación y la variación en profundidad de la excavación de la estación.

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2.8

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MÉTODO DE CONSTRUCCIÓN DE LA ESTACIÓN SALGUEIROS A raíz de la implementación exitosa del Método de Excavación Secuencial

Vertical (MESV) en la estación de Marques, adoptado para la estación de Salgueiros (estación de estudio); en contra de la disponibilidad de espacio esta fue construida por la intersección de dos elipses de dimensiones de 80 m de largo x 38 m de ancho, y con una altura de excavación de aproximadamente 22 m.

Fig. 23 Vista aérea de la excavación de la estación Salgueiros (Topa, 2008)

2.8.1 Descripción De La Metodología De Construcción En los pozos excavados por el método de excavación secuencial vertical, se ejecutan un conjunto de tareas secuenciales que se asemejan a la construcción de un túnel, teniendo algunas diferencias como es la orientación a excavar. Por lo tanto, en las excavaciones verticales donde existe una alta interacción entre el terreno y el hueco dejado por la excavación es necesario colocar el material de soporte lo más rápido posible después de la excavación. Típicamente, estas excavaciones se realizaban en roca de buena calidad, no obstante, en el campo geotécnico existen pocos ejemplos de este tipo de excavaciones

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en suelos. Se puede decir que el uso de este tipo de excavación en suelos residuales fue de gran importancia en la construcción del Metro de Oporto. De una manera simplificada, se puede decir, que un método de construcción mediante el

método de excavación secuencial, debe considerar que cada etapa

sucesiva de la excavación se realice en pequeños avances y así aplicar lo antes posible el apoyo o soporte diseñado. Es una secuencia completamente idéntica a la construcción de túneles, con la diferencia obvia entre estos, de que los túneles poseen un eje horizontal y las excavaciones de pozos poseen ejes verticales. Para la realización de este tipo de método en suelos donde exista la presencia del nivel freático, podemos ejecutar una serie de pasos como son explicados a continuación. Un paso clave es la reducción del la capa freática, que se puede lograr antes de la excavación. Las siguientes figuras ilustran una incorporación típica del método de excavación secuencial vertical. Fase 0, es la fase de preparación del terreno para el inicio de la excavación, donde se realiza la disminución del nivel freático y la construcción de una viga de coronación.

Fig. 24 Fase 0 (Método De Excavación Secuencial)

Fase 1, se comienza la excavación escalonada por anillos.

Fig. 25 Fase 1 (Método De Excavación Secuencial)

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Fase 2, Construcción del primer anillo y aplicación del hormigón proyectado.

Fig. 26 Fase 2 (Método De Excavación Secuencial)

Fase 3, desde la última etapa de excavación posterior al anillo dado y la aplicación sucesiva de hormigón proyectado hasta alcanzar el punto final de la excavación.

Fig. 27 Fase 3, Fase 4 y Fase Penúltima y Ultima (Método Excavación Secuencial)

La construcción comienza con la viga de coronamiento, que sirve como un elemento de rigidez, necesaria para controlar el inicio de la excavación. La forma elíptica o aproximadamente circular de este tipo de construcción, hace que el soporte en cada uno de los anillos tenga una alta rigidez en la medida a que se someten esencialmente a los esfuerzos de compresión del terreno. Unas de las funciones principales de la construcción de la viga de coronamiento es reducir los desplazamientos o movimientos hacia el interior de la excavación. Cabe señalar que se producirán cargas debido a la heterogeneidad del terreno, pero sobre todo por la generación continua de movimientos de equipos y materiales utilizados cerca de los límites de la excavación, por lo tanto, se implementaran medidas para mantener una cierta distancia de seguridad con los

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límites de la excavación, reduciendo el efecto producido por el movimiento de vehículos como el depósito de los materiales. Una vez construida la viga de coronación se continúa con la excavación del primer anillo como se puede ver en la Fig. 26. La altura a adoptar para la construcción de cada anillo depende de las condiciones del terreno. En todos los casos esta altura se suele limitar a un máximo de 2,0 m debido a consideraciones prácticas, tomando en cuenta que el refuerzo normalmente utilizado es hormigón proyectado y el uso de alturas superiores requiere de medios de elevación.

Fig. 28 Excavación progresiva de varios anillos en la estación de Salgueiros (Topa, 2008)

En función de la dimensión en planta de la obra, la excavación del anillo puede ser completa o de manera gradual. Como se muestra en la Fig. 28, se dejó transcurrir 4 frentes de excavación al mismo tiempo, reduciendo el tiempo requerido para la terminación de cada anillo. También se muestra que la anchura de cada uno de los paneles excavados es variable, dependiendo principalmente de la calidad del suelo residual. Inmediatamente después de la excavación de un panel en particular, el soporte de hormigón proyectado tiene que ser colocado inmediatamente, esta aplicación rápida ayuda a la preservación de

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las propiedades asociadas con el terreno, ya que el retraso conduce a la degradación de las mismas, lo que provoca efectos adversos sobre su fuerza y rigidez. Después de la terminación de la construcción de un anillo el proceso se desarrolla sucesivamente, hasta alcanzar el punto final de la excavación. En algunos niveles de excavación, el soporte puede tener un espesor variable, lo que requiere que la aplicación del hormigón proyectado este compuesto en continuidad con diferentes espesores.

2.8.2 Geometría, Aspectos Estructurales Y Procedimiento Constructivo Como se ilustra claramente en la Fig. 29, la estación de Salgueiros está compuesta por una intersección de dos elipses. Las Fig. 29 y Fig. 30 muestran la geometría de la estación resaltando las dimensiones de los elementos estructurales principales.

Fig. 29 Vista en planta de la estación de Salgueiros (Topa, 2008)

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La forma de poder generar la insaturación del terreno es de vital importancia en el comportamiento de este tipo de excavaciones. El descenso del nivel de agua se logró a través de la aplicación de 16 pozos de bombeo situados en el límite de la excavación, como se muestra en la Fig. 29, este se produjo casi coincidiendo con el inicio de la excavación, en cual se pudo suponer que el suelo estaba en una condición no saturada al momento de la excavación. De todos modos, considerando la hipótesis de que el proceso de consolidación fue relativamente más lento de lo esperado, se instalaron en las paredes de contención geodrenes alrededor de 3 pies de largo, con el objetivo de disipar cualquier exceso de presión de poros.

Fig. 30 Vista lateral del eje longitudinal de la estación de Salgueiros (Topa, 2008)

La primera etapa consistió en la construcción de dos pozos circulares de 3,30 m de diámetro en el punto de intersección de las dos elipses. Estos pozos también fueron incorporados por el método de excavación secuencial, en pasos de excavación de 1,0 m de profundidad con un espesor de 10 cm de hormigón proyectado.

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A)

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B)

Fig. 31 Aspectos de la primera fase de construcción de los soportes: A) Excavación y colocación del hormigón proyectado; B) Colocación del refuerzo (Topa, 2008)

Después de la construcción de los pilares verticales, se procedió a la construcción de la viga de coronación que conecta estos pilares en la parte superior, esta tiene una sección transversal rectangular de 0,60 m de ancho y 1,0 m de alto. Se construyó un elemento de viga transversal en los soportes, que juega un papel clave en el equilibrio de la estructura durante la excavación, esta tiene una sección transversal rectangular de 0,16 m de ancho x 2,0 m de altura. La Fig. 32 muestra la construcción de la viga de coronamiento y la viga transversal antes del hormigonado. A)

B)

Fig. 32 Construcción de los elementos estructurales en la superficie: A) Refuerzo de la viga transversal; B) Construcción de la viga de coronación (Topa, 2008)

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Tras el hormigonado de los elementos de superficie, la construcción avanzó siguiendo el método de excavación secuencial vertical con 1,80 m de altura en los paneles. La longitud de cada abertura del panel fue variable, entre un mínimo de 6,0 m y un máximo de 12,0 m, en función de la calidad del terreno en el área a excavar. Después de la apertura de cada panel es colocado de inmediato un muro de hormigón proyectado con un espesor de 0,30 m hasta una profundidad 6,60 m, de 0,45 m entre 10,20 m y 6,60 m de profundidad, y 0,60 m en la parte inferior de la excavación como se ilustra en la Fig. 30.

Fig. 33 Excavación de los anillos y colocación del hormigón proyectado (Topa, 2008)

Fig. 34 Visualización de la estación terminada (Topa, 2008)

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2.8.3 Ventajas De La Aplicación Del Método De Excavación Secuencial Vertical Un aspecto que puede hacer que las excavaciones construidas por el método de excavación secuencial vertical sea más atractivo, es la reducción del tiempo requerido para realizar las operaciones de excavación y colocación del hormigón proyectado. En el proceso de construcción del muro de hormigón proyectado no se utiliza ningún tipo de elemento externo para su colocación, tales como anclas o puntales, reduciendo al mínimo el tiempo de inactividad entre cada operación. La cuestión de los plazos de construcción no sólo es relevante desde un punto de vista práctico y económico, sino también desde un punto de vista técnico. El hecho de excavar en condiciones no saturadas acopla los problemas mecánicos e hidráulicos, produciendo esto interacciones entre ambos fenómenos, debido a los tiempos de construcción, incluso sin considerar cualquier fenómeno de fluencia por los materiales. Las obras construidas por métodos de excavación secuencial vertical son muy atractivas desde el punto de vista económico. La transformación de la geometría utilizada en la estación de Salgueiros, con una transformación de circular a elíptica les proporcionó una nueva versatilidad, lo que les permite adaptarse a nuevos tipos de trabajo. En cuanto a la planificación de la construcción de la estación de Salgueiros, se presenta en la Fig. 35 el cronograma seguido en el proceso de construcción, destacando los detalles de ejecución plenamente relacionados con la etapa de excavación, sin embargo una gran parte de este tiempo (12 semanas) se relaciona con la construcción de los pozos de pequeño diámetro ya que se excavaron en alturas muy pequeñas de 1,0 m.

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Fig. 35 Planificación horaria de la excavación de la estación de Salgueiros (Topa, 2008)

Las ventajas del método de excavación secuencial vertical están asociadas a algunas consideraciones sobre los aspectos económicos de la aplicación del mismo. La mejora del rendimiento económico se refleja en dos aspectos muy importantes: Los materiales y la reducción de ahorros de tiempo de construcción. En cuanto a materiales, para lograr que el hormigón proyectado obtenga una resistencia adecuada, esté tiene que estar básicamente sujeto a esfuerzos de compresión, la cual se obtiene ahorro muy importante en sus refuerzos de armadura. De una manera simplificada, se puede decir que este ahorro de material podrá superar el 50% en comparación con las soluciones tradicionales, a pesar de que el hormigón proyectado tiene un costo superior en relación con hormigón moldeado. La geometría en planta de la mayoría de las excavaciones tienden a ser rectangular, lo cual permite un que en el caso de la adaptación de una geometría elíptica pueden llegar a superar el 30% del volumen teórico con respecto a excavaciones de forma rectangular, esto refleja un aumento significativo en los costos y más rendimiento en la construcción.

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2.9

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INSTRUMENTACIÓN DE LA ESTACIÓN Las

obras

geotécnicas

requieren

una

inspección

y

validación

de

su

comportamiento durante la fase de construcción, como parte del proyecto en sí, debe haber un plan de vigilancia que no sólo especifique el tipo de instrumentos que se utilizarán, sino que además presente como establecer la frecuencia de las lecturas y acciones a tomar si el comportamiento del proyecto es inesperado. La Fig. 36 presenta un plan de vigilancia aplicado durante la construcción de la estación; el control se materializó a través de la instalación de 7 puntos de nivelación, 5 objetivos y 4 inclinómetros. Además de los objetivos en la viga de coronamiento, se instalan en el mismo nivel 14 dianas, las cuales, durante la excavación y la colocación del hormigón proyectado, también se colocaron en los anillos 1, 4, 6 y 9. También se realizaron perforaciones en el contorno de la excavación que funcionaban como piezómetros permitiendo el control de la posición de la capa freática.

Fig. 36 Localización de cada uno de los instrumentos de medición (Topa, 2008)

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2.9.1 Desplazamientos Del Terreno Durante La Construcción De La Estación En la Fig. 36 se puede visualizar la ubicación de cuatro inclinómetros situados estratégicamente en puntos donde pueden haber grandes desplazamientos. El inclinómetro I1 está aproximadamente a 7,0 m de distancia de la viga de coronación, el inclinómetro I3 esta aproximadamente a 4,0 m y los inclinómetros I2 e I4 están más cerca, con una distancia 2,0 m. Desde la Fig. 37 hasta la Fig. 40 se muestran los resultados de los movimientos que se produjeron en las proximidades de la excavación por medio de los cuatro inclinómetros mencionados anteriormente. Los inclinómetros en dirección al eje transversal de la estación mostraron mayores desplazamientos que en dirección al eje longitudinal de la misma. Al analizar los movimientos de los 4 inclinómetros, se observan diferencias muy notables, sobre todo en cuanto a la magnitud de los desplazamientos máximos registrados. El inclinómetro I1 registro movimientos de unos pocos mm, que se encuentran dentro de la gama de precisión del equipo (típicamente 6 mm a 25 m), el inclinómetro 4 registró desplazamientos horizontales máximos de casi 40 mm específicamente a una profundidad de 12,0 m. Las principales razones para explicar este comportamiento se relacionan con la distancia que existe entre el inclinómetro, el soporte estructural y la calidad del propio del terreno. La etapa de instrumentación está formada por dos ejes de simetría, observándose

cuatro cuadrantes cuyos comportamientos pueden considerarse

prácticamente independientes. Esta hipótesis fue confirmada por los resultados que muestran cada uno de los cuadrantes al ser instrumentados.

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Fig. 37 Deformada del inclinómetro I1 A) Paralelo al eje transversal de la estación B) Paralelo al eje longitudinal de la estación (Topa, 2008)

Fig. 38 Deformada del inclinómetro I2 C) Paralelo al eje transversal de la estación D) Paralelo al eje longitudinal de la estación (Topa, 2008)

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Fig. 39 Deformada del inclinómetro I3 E) Paralelo al eje transversal de la estación F) Paralelo al eje longitudinal de la estación (Topa, 2008)

Fig. 40 Deformada del inclinómetro I4 G) Paralelo al eje transversal de la estación H) Paralelo al eje longitudinal de la estación (Topa, 2008)

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Respecto a la calidad del terreno, al analizar los desplazamientos, se ha demostrado que el terreno en dirección Norte/Oeste era más deformable que el terreno del cuadrante Norte/Este, esta observación se basa directamente en el registro de los movimientos observados en cada uno de los inclinometros, ya que los movimientos máximos corresponden al inclinómetro I4, precisamente el que está en la dirección Norte/Oeste. Además, estas diferencias en el comportamiento se amplifican por el hecho de que el inclinómetro I4 se encuentra a aproximadamente 2,0 m de distancia de la periferia de la excavación, mientras que el inclinómetro I1 se encuentra aproximadamente a 7,0 m. En cuanto a la relación entre los movimientos de inclinómetros I2 y I3, no se obtuvieron mayores desplazamientos, demostrando que poseen una mejora en la calidad del terreno. Cabe señalar, sin embargo, que el desplazamiento producido por el inclinómetro I3 pudo haber sido amplificado por el aumento de la deformación asociado al cuadrante Norte/Oeste. Tal comportamiento del cuadrante Norte/Oeste demuestra su importancia al ser menos resistente y más deformable.

2.9.2 Asentamientos En La Superficie Como se ha mencionado al principio del texto, la estación de Salgueiros fue construida en un antiguo campo de fútbol, hoy en día sin ocupación, lo que nos indica que no son de gran importancia los asentamientos en la superficie, además, también porque los edificios más cercanos no son adyacentes a la excavación. Las medidas más precisas de los asentamientos de la viga de coronamiento están dadas por los puntos de nivelación L1 a L6 paralelos al eje transversal de la elipse como se muestra en la Fig. 36. Los puntos de nivelación fueron colocados luego de haber construido las columnas de soporte, con cierto retraso al inicio de la excavación por lo que no se atraparon los movimientos asociados a los primeros metros de excavación. El valor máximo registrado fue de 41 mm, casi dos veces el valor mínimo de 23 mm, sin embargo, estas diferencias parecen estar relacionadas a la heterogeneidad del terreno.

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Fig. 41 Asentamientos registrados en puntos de referencia situados en la viga de coronación (Topa, 2008)

Los puntos de nivelación L2 y L5 ubicados en el eje longitudinal de las elipses, como se muestra en la Fig. 36, presentaron comportamientos distintos a los demás, debido a que se encuentran en la zona menos recta, donde existe un mayor aprovechamiento del efecto arco sobre el terreno, arrojando valores de 32 y 33 mm.

Fig. 42 Asentamientos de los edificios situados en el lado Norte de la estación en función a la profundidad y al nivel freático (Topa, 2008)

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La Fig. 42 muestra la evolución de los asentamientos de los cuatro edificios más cercanos a la excavación en conjunto con la disminución del nivel freático. Los asentamientos registrados a una distancia de aproximadamente 20 m de la estación, están asociados más claramente con la disminución de la capa freática que debido a la influencia de la propia excavación cuando esta se encuentra a una profundidad de 15 m, como especifica António Topa Gomes en su tesis doctoral (2008).

Fig. 43 Deformada en planta de la viga de coronamiento (Topa, 2008)

La Fig. 43 muestra en planta una deformación más general de la viga de coronación en la fase final de la excavación, observándose que si se divide en cuatro cuadrantes el lado Norte/Oeste presenta mayor desplazamiento.

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CAPÍTULO 3: “MODELACIÓN DE LA ESTACIÓN SALGUEIROS USANDO EL MÉTODO DE ELEMENTOS FINITOS CODE_BRIGHT”

3.1

FORMULACIÓN MATEMÁTICA Se

ha

terminología

considerado y

formulación

apropiado

utilizar

implementada

en

la el

CODE_BRIGHT siendo este el método numérico utilizado en

la

modelación

de

la

estación

de

estudio.

(CODE_BRIGHT, Junio 2013). Se considera lo siguiente: El medio poroso analizado en este problema es un medio trifásico compuesto por granos (fase sólida), el agua (fase líquida) y el aire (fase gaseosa), como se muestra en la Fig. 44. El acoplamiento hidromecánico se tiene en cuenta en todas las posibles direcciones.

Fig. 44 Representación esquemática de un material poroso no saturado (CODE_BRIGHT, Junio 2013)

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Las variables o incógnitas de este estado son: los desplazamientos del sólido (u) en las tres direcciones del espacio y la presión de poros (Pw). La ecuación de momentum o de balance de la cantidad de movimiento del medio general se reduce a la ecuación de equilibrio de tensiones junto a una ley constitutiva mecánica del material para poder relacionar tensiones con deformaciones. Se asumen pequeñas deformaciones e incrementos de pequeñas deformaciones para la deformación del sólido. Los términos adjetivos debido al movimiento de las partículas son despreciables después de que la formulación se exprese en términos de derivadas materiales. El problema en cuestión es discretizado en dos áreas distintas: el espacio y el tiempo. El método de elementos finitos se utiliza para la discretización espacial, mientras que el método de diferencias finitas utiliza para discretización temporal. Para problemas no lineales se emplea el método de Newton-Raphson para el proceso iterativo.

3.1.1 Características Del CODE_BRIGHT Las principales características del código de elementos finitos CODE_BRIGHT utilizado en este trabajo final de máster para la modelación de un comportamiento Hidro-Mecánico, (GID, 2014), son: Utiliza funciones de interpolación lineales y elementos en forma de segmentos, triángulos, cuadriláteros, tetraedros, prismas triangulares y prismas cuadrangulares. Se utiliza integración analítica para segmentos, triángulos, tetraedros y los prismas triangulares. Se utiliza la integración numérica para los cuadriláteros (1, 2 o 4 puntos), para los prismas triangulares de cualquier tipo (6 o 8 puntos) y para los prismas cuadrangulares (8 puntos). Cuando se resuelve el problema mecánico, se utiliza la integración selectiva, esto significa que se integra la parte volumétrica con una cuadratura reducida a un punto. Para todos los tipos de elementos, las ecuaciones de flujo se resuelven con las aproximaciones “element-wise” y “Cell-wise”. Esta aproximación es independiente del tipo de integración utilizado. La integración temporal se realiza por el método de las diferencias finitas implícitas. Se definen dos tiempos intermedios entre los dos

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extremos del intervalo de tiempo (t y t+∆t), uno representa el instante donde se cumplen las ecuaciones (t+θ∆t) y el otro donde se calculan las funciones no lineales (t+ε∆t). Por ejemplo, ε=0, θ=1 representan el problema lineal con una integración temporal totalmente implícita. El sistema no lineal de ecuaciones diferenciales se resuelve por el método de Newton-Raphson. El código discretiza automáticamente el tiempo e incrementa el intervalo de tiempo si se alcanza la convergencia con el intervalo actual y lo reduce en caso contrario. La reducción del paso de tiempo se puede deber a una excesiva variación de las variables desconocidas en la iteración, a un excesivo número de iteraciones para alcanzar la convergencia o por una corrección mayor que la iteración anterior. La implementación de las condiciones de contorno se realiza del siguiente modo: Nodos de caudal y/o tensión fijos: Se procede nodo a nodo. Es sencillo debido a que estos términos están de manera explícita en las ecuaciones algebraicas resultantes y de discretizar las ecuaciones diferenciales que definen el proceso analizado. Nodos de presión y/o desplazamiento fijo: Si i es un nodo de presión y/o desplazamientos fijos, se hace Dii infinita, donde Dii es el término de la diagonal de la matriz de coeficientes que discretiza la derivada parcial del tiempo asociado al desplazamiento y/o nivel fijado. Hay un caso particular interesante de condición de contorno de flujo: es la condición mixta: Qi=α (Hi-hi), donde Qi es el caudal que entra o sale por un nodo, Hi es el valor de la variable que tendría dicho nodo si tuviera las mismas condiciones que la atmósfera que lo rodea (temperatura, presión), hi es el valor real de dicha variable en el nodo y α es el coeficiente Dii. Esta condición es de gran interés, porque regula los procesos de rezume, evaporación, cantidad de calor que pasa al suelo procedente del Sol, etc. La evaluación del parámetro α no siempre es sencilla y suele tener que recurrirse a formulaciones empíricas, que lo hacen depender de las condiciones del entorno del dominio en el que se estudia el problema. Físicamente representa la capacidad del medio que rodea el dominio de definición del problema estudiado para aportar o extraer masa o calor. En el laboratorio esta condición debe aplicarse lo menos posible, ya que es precisamente el buen control de

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las condiciones del material en el que se está realizando un ensayo, la principal ventaja del laboratorio. Esta condición también se puede utilizar en la resolución del problema mecánico, en este caso, α se interpretaría físicamente como un muelle, que en caso de imponer un desplazamiento nulo, tiene una rigidez infinita. En un problema T-H-M en tres dimensiones se tienen seis variables: los tres desplazamientos, la presión de gas, la presión de poros y la temperatura. Las ecuaciones de balance a resolver son seis (balance de agua, de aire, de energía y la ecuación de equilibrio que tiene tres componentes). Las ecuaciones constitutivas son complejas (plasticidad en el problema mecánico, por ejemplo), lo que hace que la solución numérica del problema T-H-M sea muy elaborada, aunque por las características antes mencionadas, el programa CODE_BRIGHT puede ser calificado de “robusto” frente a problemas de convergencia. GID una interfaz gráfica que se utiliza para la delimitación, planificación y visualización de todos los datos y resultados relacionados con la simulación que se realice utilizando el método de Galerkin a partir de una discretización espacial. Las ecuaciones que gobiernan este problema pueden clasificarse en tres categorías:

3.1.2 Ecuaciones De Balance Las ecuaciones de balance se formulan de manera diferencial en cada punto del espacio. Representan la conservación de la energía y de la masa de las componentes agua y aire seco, tanto en fase líquida como gaseosa (Olivella, 1995). En las siguientes ecuaciones, el superíndice ω se refiere al termino de agua y el superíndice a se refiere al termino de aire. Los subíndices s, l y g se refieren a las fases sólida, líquida y gaseosa respectivamente.

A. Ecuación de balance de la masa de sólido

(7)

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B. Ecuación de balance de la masa de agua

(8) La expresión (7) acopla la parte hidráulica con la parte mecánica mediante el término

.

C. Ecuación de momentum del medio Despreciando los términos de inercia de la ecuación de momentum, se obtiene la ecuación de equilibrio de tensiones o de Cauchy.

(9) Donde σ son las tensiones y b las fuerzas de volumen gravitatorias. En estas ecuaciones, las incógnitas son T, Pl, Pg (temperatura, presión de líquido y presión de gas respectivamente) y los desplazamientos (u). Para encontrarlas, es necesario relacionar estas variables con los flujos y las tensiones a través de las restricciones de equilibrio y las ecuaciones constitutivas.

3.1.3 Ecuaciones Constitutivas Ley de Darcy para el flujo advectivo de agua

(10) Dónde: = permeabilidad intrínseca (m2) = permeabilidad relativa = viscosidad dinámica del agua (μ=0,001 N-día/

a 20 grados Celsius)

58

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2014

La permeabilidad intrínseca para un medio continuo (Modelo de Koseny)

(11) Φ = porosidad de referencia = permeabilidad intrínseca de la matriz La permeabilidad relativa de la fase liquida

(12) Dónde: A = es una constante (A=1)

krl = permeabilidad relativa

= grado de saturación efectivo λ = lambda (parámetro del modelo, generalmente igual a 3)

A. Curva de retención del agua para un determinado material La curva de retención proporciona el grado de saturación que tiene un suelo, cuando está sometido a una determinada succión. Esta curva es fundamental para la descripción del comportamiento de un suelo no saturado, (Van Genuchten, 1980).

(13) Dónde: = presión del aire = presión atmosférica = tensión superficial a la temperatura en la que 0,072 N/m a 200 Celsius)

fue medida (habitualmente

=

59

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λ = parámetro de forma para la curva de retención = grado de saturación residual = grado de saturación máxima

B. Modelo constitutivo mecánico Los modelos constitutivos mecánicos relacionan el tensor de tensiones con el tensor de deformaciones a través del tensor de rigidez. De forma general esta relación se expresa,

(14) Dónde: = tensor de tensiones de Cauchy. El criterio de signos considerado es compresión negativo y tracción positivo

ε = tensor de pequeñas deformaciones D = tensor de rigidez constitutiva Se ha utilizado un modelo mecánico elástico lineal para los elementos de hormigón, por dos motivos: 

Minimizar los tiempos de cálculo.



Dado que el proceso constructivo analizado es una descarga por excavación, se cree que el material no debería plastificar y por lo tanto la aproximación del comportamiento mediante un modelo elástico lineal parece razonable. Los parámetros necesarios para la definición del modelo elástico lineal son el

módulo de Young (E) y el coeficiente de Poisson (ν).

60

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2014

3.1.4 Condiciones De Contorno En Las Ecuaciones De Balance O De Equilibrio De Tensiones.

A Mecánicas o equilibrio de tensiones: Se impone el desplazamiento o fuerza en el contorno. Se ha utilizado una condición de desplazamiento impuesto:

(15)

B Hidráulicas o balance de la masa de agua: Se impone un flujo o una presión de agua en el contorno. Se ha utilizado una condición de presión impuesta:

(16) Para poder calcular un caudal a partir de la presión impuesta, CODE_BRIGHT utiliza una condición de contorno de tipo Cauchy.

(17) Dónde: = presión impuesta

P = variable de presión γw = coeficiente de Leakage o de goteo

El coeficiente de goteo permite prescribir la presión con bastante robustez. Si γw es muy grande, la presión tenderá a alcanzar la presión impuesta. Sin embargo, un valor muy elevado puede provocar un mal condicionamiento de la matriz y un valor bajo puede producir imprecisiones en los valores de la presión. La obtención del valor idóneo, se realiza mediante ensayo de error como se muestra en la Fig. 45.

61

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Fig. 45 Descripción de la condición de Cauchy (CODE_BRIGHT, Junio 2013)

3.1.5 Modelo constitutivo utilizado en el comportamiento del suelo residual El código utilizado tiene un número significativo de modelos para el comportamiento de los suelos que van desde la elasticidad lineal al modelo de Barcelona. El modelo adoptado en el programa de cálculo utilizado, aunque conceptualmente simple, se basa en un modelo acoplado donde se supone que hay algo de cementación entre los granos, suponiendo un comportamiento diferente para la matriz del suelo y la conexión entre granos. Este es un modelo relativamente complejo descrito en detalle en (Pinyol, Jean, & Alonso, 2007). El efecto de la succión en la matriz de arcilla se introduce considerando la extensión de MCCM (Modified Cam Clay Model) para condiciones no saturadas (Alonso, Gens, & Josa, 1990). Las ecuaciones relevantes que presenta el modelo son:

(18)

(19)

62

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(20)

(21)

(22)

(23) Donde e es la relación de vacío, pM y qM son la tensión media y la tensión desviadora, dεvM y dqvM son incrementos de deformación volumétrica y de corte, dsM es la deformación volumétrica causada por el incremento de succión (ds), p0* es el punto de deformación isotrópica, MM es la pendiente de la línea del estado crítico en la plano pM-qM, M y M son las pendientes de la línea virgen de descarga y recarga en el diagrama de e-ln(pM), s es la pendiente de la línea de secado/húmedo en el diagrama de e-ln(s+patm),M un parámetro que expresa la regla de flujo no asociada, FM representa la función de fluencia and GM el potencial plástico. Se consideran las tensiones efectivas y el subíndice M se agrega para indicar que se refiere a la matriz de arcilla, p0M es el punto de deformación isotrópico referente a la succión, y rM y M son dos parámetros del material. La hipótesis fundamental para el análisis de flujo de estos códigos numéricos es que las tensiones totales permanecen constantes durante todo el proceso de flujo y de esta manera no es necesario conferir en su equilibrio.

63

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3.2

2014

DESCRIPCIÓN DEL MODELO

3.2.1 Geometría Y Estado Inicial De Tensiones Del Modelo La geometría de la estación de Salgueiros, como se ha comentado al principio de este texto tiene forma elíptica y posee dos ejes de simetría coincidente con el eje longitudinal y transversal a la estación, como se muestra en la Fig. 46, donde se muestra cada uno de los elementos estructurales que la conforman.

Fig. 46 Geometría en 3D de la estación de Salgueiros (GID, 2014)

Para esta modelación es razonable su simulación parcial, es decir, se puede considerar sólo una cuarta parte de la estación para su análisis, debido a su simetría. Esta simplificación parece bastante aceptable y reduce drásticamente el número de nodos y elementos, lo que permite un refinamiento y densificación de la malla de elementos finitos en las zonas más importantes a analizar, especialmente próximo al contorno del área de excavación.

64

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Fig. 47 Simulación parcial de la estación de Salgueiros antes y después de la excavación

En la Fig. 47 se observa la geometría utilizada en el modelo antes y después de la excavación, donde se muestran 25 capas de suelo residual, con diferencias en algunas propiedades para poder modelar la heterogeneidad del terreno del suelo residual de granito donde se construye la estación. Las 2 primeras capas tienen 1m de espesor, las siguientes 22 son de 0,90 m y la última capa de 0,60 m de espesor, estas se encuentran sobre 2 capas

inferiores que tienen espesores de 6,4 m y 20 m

respectivamente. Para poder establecer la condición no saturada del terreno in situ se colocaron 16 pozos con bombas sumergibles capaces de mantener el proceso de insaturación durante la excavación, sin embargo para la modelación, se colocó una columna del mismo material de suelo residual en toda la periferia de la excavación como se muestra en la Fig. 48, con una permeabilidad intrínseca alta

de 1x10-6 m2,

respondiendo con eficiencia, la necesidad de simular la extracción de agua en el modelo hasta el fondo de la excavación.

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Columna Permeable

Fig. 48 Representación de la columna de extracción de agua en el modelo.

En las Fig. 49 y Fig. 50 se observa una vista lateral y en planta de las dimensiones más generales del modelo de la estación.

Fig. 49 Vista en planta de la geometría utilizada para la modelación de la estación de Salgueiros

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Fig. 50 Vista lateral de la geometría utilizada para la modelación de la estación de Salgueiros

El estado de tensiones iniciales en el modelo se realizó suponiendo que estas aumentan linealmente con la profundidad. El código CODE_BRIGHT utiliza las tensiones totales para no conferir en el cálculo de estas.

(24) (25)

H

= altura del terreno = altura del nivel freático = tensión vertical = coeficiente de empuje al reposo

Z Fig. 51 Evolución de las tensiones en profundidad

67

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3.2.3 Malla de Elementos Finitos del modelo Se han utilizado elementos de volúmenes tridimensionales (hexaedros) con 8 nodos y 8 puntos de Gauss. El motivo de su uso requiere de una explicación y responde a una serie de problemas de convergencia encontrados durante los diversos cálculos numéricos antes de alcanzarla. Se consideraron estos elementos en lugar de elementos triangulares cuadráticos con tres puntos de integración, que también están implementados en CODE_BRIGHT y son aceptados por GID, porque con el algoritmo numérico utilizado el tiempo de cálculo era muy grande. CODE_BRIGHT tiene implementado el algoritmo de cálculo iterativo de Gradientes Conjugados con almacenamiento en modo Sparse. Habitualmente, problemas con mallas de un número de elementos finitos elevado se resuelven más rápidamente utilizando un método iterativo que un método directo. A continuación se muestra la geometría del problema con la malla utilizada (ver Fig. 52, Fig. 53 y Fig. 54). En todos los análisis que se mostrarán a lo largo de esta modelación se ha utilizado esta malla de elementos finitos generada en el modelo. Esta posee 12,534 elementos combinados a través de 12,874 nodos.

Fig. 52 Vista en planta de la malla de elementos finitos del modelo de la estación

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Fig. 53 Vista lateral de la malla de elementos finitos del modelo de la estación

Fig. 54 Malla elementos finitos generada en la etapa de pre-proceso del programa GID

3.2.3 Parámetros Utilizados En El Modelo Los parámetros utilizados en el cálculo hidromecánico fueron los obtenidos in situ y en el laboratorio, tal como se explica en el capítulo 2 de este trabajo. Los ensayos efectuados del suelo residual de granito se realizaron en condiciones no saturadas, mostrando los valores siguientes: El módulo de rigidez aumenta con la

69

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profundidad variando desde 16,3 MPa a 500 MPa, el ángulo de fricción permanece constante de 39 grados, el coeficiente de empuje al reposo es de 0,70, la permeabilidad intrínseca es constante en todos los estratos con un valor de 6,5x10-11 m2 a diferencia de la columna de extracción de 1x10-6m2, la cohesión presenta cambios debido a la heterogeneidad del suelo residual, para la cual se tomaron valores desde 0.01 MPa a 0.5 MPa como se muestra en la Fig. 55.

Fig. 55 Parámetros del suelo residual de la estación de Salgueiros en condiciones saturadas.

En la Fig. 55 se presentan parámetros como la rigidez y la cohesión que varían con la profundidad; sin embargo el ángulo de fricción, la permeabilidad intrínseca y el coeficiente de empuje al reposo se mantienen constantes. La curva de retención utilizada en el cálculo numérico para modelar el terreno circundante a la estación (Suelo de residual), se estableció por medio a los estudios realizados por Topa, descrito en el acápite 2.4 de este trabajo, utilizando el modelo de Van Genuchten para la curva de retención, siendo ésta parametrizada con los valores máximos y mínimos que se obtuvieron en los ensayos de laboratorio como muestra la Fig. 56.

70

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30

CR in situ (Límite inferior y superior)

25 20

w%

CR Modelo Van Genuchten

15 10 5 0 0,001

0,01

S (MPa)

0,1

1

Fig. 56 Curva de retención utilizada en la modelación en comparación con las obtenidas in situ.

La Fig. 56 presenta la similitud que existe entre la curva de retención utilizada en el modelo y su relación con las obtenidas in situ, marcando ciertas diferencias específicamente en la presión de aire, el modelo presenta una Pa de 0.015 MPa y in situ un valor promedio de 0.005 MPa, esta discrepancia se produce a causa de errores de convergencias en el cálculo del modelo al tratar de obtener una mejor aproximación a las de in situ, sin embargo ésta no influye en el comportamiento mecánico de la estación, a raíz de que el nivel freático se rebaja al inicio de la excavación, donde el contenido de agua volumétrico o humedad solo interviene en el proceso de consolidación del suelo residual y no en el proceso de excavación. Tomando en cuenta que el suelo residual es un material relativamente permeable, se puede establecer que la variación de la permeabilidad relativa con el grado se saturación efectivo es similar a la de la ley cubica como se muestra en la Fig. 57.

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1 0,9

Permeabilidad relataiva

0,8 0,7

Krl

0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

Se Fig. 57 Permeabilidad relativa en relación al grado de saturación efectivo .

La Fig. 57 muestra la variación de la permeabilidad relativa en función a la saturación efectiva. Respectivamente a lo que se presenta en el acápite 2.7.2, el descenso del nivel freático crea presiones intersticiales negativas entre las partículas del suelo, produciendo succión en el terreno, siendo su evolución gobernada por la curva de retención del material, originando cambios en algunos parámetros como la cohesión y el módulo de rigidez. El ángulo de fricción en relación a la succión tiende a disminuir según el aumento del nivel de succión (Vanapalli & Fredlund, 2000), donde se puede señalar que ésta es una limitación del modelo, aunque se puede establecer la hipótesis de que el comportamiento del estado de rotura es aproximadamente lineal cuando trabajamos con succiones muy bajas. En el cálculo hidromecánico se modeló el efecto que realiza la succión sobre los parámetros resistentes, la cohesión y el o módulo de rigidez. La cohesión está gobernada según la ecuación 26. Ѱ

(26)

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Cohesión (MPa) 0

0,02

0,04

0,06

0,08

0 2

Profundidad (m)

4 6 8 10

Csat

12

C'(s)

14 16 18 20

Fig. 58 Representación de la cohesión en condiciones saturadas y su variación con el efecto de la succión

La Fig. 58 muestra los valores de la cohesión en condiciones saturadas y cómo ésta aumenta según la succión aplicada a lo largo de toda la profundidad de la excavación. El módulo de rigidez o módulo de Young del suelo residual aumenta linealmente con la succión según los resultados de los ensayos realizados por Topa en el laboratorio, como se muestra en el acápite 2.5.3 de este texto. Estos valores obtenidos del módulo de rigidez se realizaron en condiciones no saturadas, la cual llevó a realizar una relación entre la succión y el módulo de rigidez según la ecuación de ajuste de la curva mencionada, para poder encontrar el módulo de rigidez en condiciones saturadas, y así poder llevar a cabo la modelación. La ecuación que gobierna la variación del módulo de rigidez debido a la succión, es la ecuación 27, donde las unidades de la succión están en kPa, y de ésta se extraen cada uno de los valores del módulo de rigidez en condiciones saturadas.

Ѱ

(27)

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La ecuación 28 es la que rige el modelo numérico para obtener el módulo de rigidez en condiciones no saturadas, donde las unidades de succión están en MPa.

Ѱ

(28)

En la ecuación 27 se observa que el módulo de rigidez aumenta un 1,2 % por cada kPa de succión aplicada según la Fig. 16 y en relación a ésta se obtiene la ecuación 28 para obtener los módulos de rigidez en condiciones saturadas, en la Fig. 59 se ilustran estos en condiciones saturadas y no saturadas mostrando como aumentan en profundidad. Cabe destacar que la succión generada en el modelo fue mayor que producida en el laboratorio (0,211 MPa > 0,150 MPa), produciendo un mayor incremento del módulo de rigidez en éste que en el laboratorio. E (MPa) 0

5

10

15

20

25

30

0

Profundidad (m)

5

10

15

E' Vs Profundidad Esat vs Profundidad

20

25

Fig. 59 Variación del módulo de rigidez en función a la succión aplicada en condiciones saturadas

Otro parámetro importante para llevar a cabo esta modelación es la porosidad a asignar al material del modelo, se realizó una distribución en función a la profundidad que varía desde 0,3 (valor máximo) y 0.2 (valor mínimo) como se muestra en la Fig. 60.

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2014

Fig. 60 Porosidad del suelo residual distribuida por capas en el estado inicial de la modelación.

3.3

CONDICIONES DE CONTORNO  Mecánicas Para resolver el sistema de ecuaciones en derivadas parciales mediante

elementos finitos es necesario imponer unas condiciones de contorno en los nodos, líneas y desplazamientos e imponer un estado inicial de tensiones, incógnitas de presión de agua y la porosidad de cada capa del material. Las condiciones de contorno mecánicas impuestas en el modelo son las mismas en todas las etapas, tal y como se muestran en las Fig. 61.

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Fig. 61 Vista en planta y en 3D de las condiciones es de contorno mecánicas utilizadas el modelo

 Hidráulicas Para la colocación de las condiciones de contorno hidráulicas o de flujo, se imponen presiones de poros negativas que van a depender del nivel donde se fije o se rebaje el nivel freático. En el inicio de la excavación, el nivel freático se encuentra a una profundidad de 3,3 metros de la superficie hasta ser rebajado a una profundidad de 21,6 metros igual que el fondo de la excavación. Para sustituir las bombas sumergibles que se utilizaron en campo para la insaturación del terreno, en el modelo se colocó una columna del mismo material del suelo residual, situada en la periferia de la geometría, pero con una permeabilidad más alta que dicho material ( 1x10-1 m/s), (Ver Fig. 48). Mientras que todas las condiciones de contorno mecánicas se imponen en la fase inicial, las condiciones de contorno de flujo se imponen en el momento que se inicia el bombeo.

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Fig. 62 Vista en planta y en 3D de las condiciones de flujo utilizadas en el estado inicial del modelo

Fig. 63 Vista en planta y en 3D de las condiciones flujo utilizadas en el descenso del nivel freático.

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3.4

2014

FASES DE CÁLCULO Para realizar la modelación en la interface GID se presentan tres etapas:

I.

Pre-Proceso Contiene los datos generales del problema, como el tipo de problema a realizar

(Mecánico, Hidro-Mecánico ó Termo-Hidro-Mecánico), condiciones de la geometría, propiedades de los materiales a utilizar y la discretización del tiempo. El pre-proceso permite la creación de un conjunto de macros elementos, en este caso, volúmenes tridimensionales (hexaedros), al cual se le asignan propiedades homogéneas. En la

Fig. 49 y Fig. 50 se muestra la geometría con el conjunto

de volúmenes utilizados en el modelado de la estación y, en la Fig. 50 y Fig. 52 la malla de elementos finitos generada a través de la geometría.

II.

Proceso El proceso es donde el Code Bright resuelve el problema numérico.

III.

Post-Proceso Donde se arrojan los resultados. En la modelación numérica se hizo posible adaptar a la realidad las etapas de

construcción en términos del número de etapas de cálculo y tiempo de construcción (Topa, 2008). Algunas de las principales simplificaciones que se realizó en la modelación de la estación fueron en la construcción de los pilares y los paneles de hormigón proyectado en el modelo. Con respecto a la primera simplificación, dado que fueron completamente construidas antes de la excavación, se consideraron instalados cuando se genera el estado de tensiones iniciales en el modelo. En cuanto al segundo punto, y dado a que la extensión de la abertura de los paneles es muy superior a su altura (de 6 a 12 m de ancho y 1,80 m de altura), se consideró que el efecto horizontal es de poca relevancia en la planta en comparación con el efecto vertical y por lo tanto, se supuso que cada anillo ha sido excavado en un solo paso. El tiempo computacional efectuado en la simulación del modelo fue de aproximadamente 7 días.

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Fig. 64 Cronograma de las fases que se llevaron a cabo en la estación en función al tiempo, utilizando el código de elementos finitos CODE_BRIGHT

3.4.1 Planificación Constructiva Del Modelo Numérico (Diagrama De Gantt)

79

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2014

Tabla 3 Tiempos considerados para los pasos de construcción en el modelo

80

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2014

Fig. 65 Representación esquemática de las diferentes etapas de cálculo con el progreso de la excavación luego del rebajamiento del nivel freático (Topa, 2008).

La Fig. 64 muestra un calendario con la planificación del proceso de construcción a ejecutar en la obra, con cerca de 36 semanas transcurridas antes de la construcción completa de la estación. Sin embargo, una porción muy importante de este tiempo se relaciona a las excavaciones de los soportes verticales de pequeño diámetro, una operación que requiere 12 semanas, ya que fueron excavados en espacios muy pequeños con alturas de 1,0 m, lo cual reduce la posibilidad de utilizar equipos de alto rendimiento.

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2014

Capítulo 4: RESULTADOS Y COMPARACIONES ENTRE EL MODELO HIDRO-MECÁNICO Y MEDIDAS IN SITU

4.1

RESULTADOS DEL MODELO HIDRO-MECÁNICO

4.1.1 Descenso Del Nivel Freático Las etapas que se llevaron a cabo en este modelo para el desarrollo de la evolución del nivel freático en función a la profundidad, fueron tres, de la misma manera que se realizo en campo. En un inicio el nivel de agua se encuentra a 3,3 m de la superficie, este se redujo 2 m de agua en los primeros 30 días, luego 10 metros en 5 días y para llegar hasta el fondo de la excavación se realizó un descenso de aproximadamente 6 m en 30 días. La Fig. 66 muestra cómo se realizo el descenso del nivel freático en el modelo hasta llegar al fondo de la excavación.

Fig. 66 Representación del descenso del nivel freático del modelo en 3D

La Fig. 67 muestra una representación grafica de como se observa el descenso del nivel freático en el modelo 3D de la estación completa.

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Fig. 67 Simulación del descenso del nivel freático en 3D (GID, 2014)

Fig. 68 Vista lateral de la simulación del descenso del nivel freático en 3D

La zona no saturada es en donde se producen las presiones de poros negativas debido a la disminución de la capa freática, produciéndose un colapso en el terreno circundante a la estación, principalmente en la zona cerca del límite de la excavación. La Fig. 70 muestra una comparación muy acertada por el modelo, entre la evolución del nivel freático dados los resultados del presiómetro colocado in situ sobre el cuadrante Norte/Oeste (Cuadrante de estudio) y la evolución del nivel freático en el modelo.

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Fig. 69 Localización de un punto en el fondo de la excavación

0

50

Tiempo transcurrido (Días) 100 150 200

250

300

0,00

Z (m)

5,00

10,00

In situ Modelo

15,00

20,00

25,00

Fig. 70 Evolución del nivel freático in situ y en el modelo en función del tiempo

La Fig. 70 ilustra la evolución del nivel freático a través del tiempo sobre un punto en el fondo de la excavación. En cambio, en la superficie de la excavación se generan presiones de poros negativas creando succión a medida que el nivel freático disminuye, obteniendo un valor máximo de succión de 0,2119 MPa en el modelo. El

84

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punto en el fondo de la excavación refleja el descenso de las presiones de poros a medida que este desciende, con una pequeña discrepancia del modelo numérico que se refleja en el fondo de la excavación pero con resultados aceptables, ya que este debería alcanzar un valor igual a cero, esta imprecisión es producida por el coeficiente de goteo, el cual no es lo suficientemente alto para llegar a los valores impuestos debidos a problemas de convergencia en el modelo numérico. La Fig. 71 ilustra una comparación entre todos los presiómetros colocados en la estación de Salgueiros en cada unos de los cuadrantes (como se muestra en el acápite 2.9) y el medido en el modelo.

0

50

100

Tiempo transcurrido (Días) 150

200

250

300

0,00

Pz-1 5,00

Pz-2 Pz-3 Pz-4 Modelo

Z (m)

10,00

15,00

20,00

25,00

Fig. 71 Comparación entre todos los presiómetros colocados in situ y el arrojado por el modelo

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4.1.2 Comparación entre los Desplazamientos In Situ Y Los Del Modelo Como se ha mencionado anteriormente, la geometría elíptica de la estación de Salgueiros presenta 4 cuadrantes, de los cuales se escogió el cuadrante Norte/Oeste para el modelo en 3D debido a que este presentó mayores desplazamientos que los demás. La ubicación del inclinómetro se muestra en la Fig. 72, tanto en el modelo como en la estación. En la Fig. 73 se muestran los desplazamientos producidos in situ por el inclinómetro y los reproducidos en el modelo, ubicados a 2 metros de la viga de coronación de la excavación. En la Fig. 73 se contempla que a partir de los 12 m de profundidad, lo que corresponde aproximadamente a la profundidad del sexto anillo, existe un considerable aumento de la rigidez del material.

Fig. 72 Localización del inclinómetro en el modelo y en la estación Salgueiros

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Desplazamientos (mm) 0

10

20

30

40

50

0

Profundidad (m)

5

10

15

20

25

Inclinómetro In Situ Modelo

30

Fig. 73 Representación de los desplazamientos horizontales producidos por el inclinómetro, in situ y en el modelo, en el mismo punto de ubicación de la excavación

En la Fig. 73 se observa que los desplazamientos arrojados por el modelo fueron bastantes similares a los del inclinómetro in situ, destacando que estos desplazamientos están gobernados por el coeficiente de empuje al reposo (Ko). Los datos presentados por el código CODE_BRIGHT demuestran su eficiencia, al mostrar su gran aproximación al comportamiento hidromecánico de la estación en estudio. En la Fig. 74 se presentan resultados de los desplazamientos obtenidos de dos planos localizados sobre el eje longitudinal y el eje transversal de la estación, del modelo en 3D, ilustrando la uniformidad de estos en el interior de la estación.

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B'

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A'

B A

Corte A-A'

Corte B-B'

Fig. 74 Representación de los desplazamientos en los planos sobre el eje transversal y longitudinal de la estación

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La forma elíptica de la geometría de la estación hace que la deformación sea significativamente menor a lo largo del eje longitudinal por el efecto arco que se produce en esa zona (ver Fig. 75).

Desplazamientos (mm) -10

0

10

20

30

40

0

Profundidad (m)

5

10

15

20

25

Desplazamientos sobre el Eje Longitudinal

Fig. 75 Desplazamientos horizontales sobre los eje longitudinal y transversal de la estación

Los desplazamientos horizontales sobre el eje longitudinal y el eje transversal de la estación, presentados en la Fig. 75, muestran ser menores que los producidos por el inclinómetro ubicado en la zona cerca del pilar a causa de que es la zona más plana de la geometría y donde existen mayor concentración de tensiones.

4.1.3 Asentamientos Totales En Superficie Un aspecto muy importante se relaciona con el nivel general de deformación del terreno, especialmente en la zona más plana de la geometría de la estación, próximo de donde se encuentran los pilares (soportes); esta área puede ser la más determinante para el comportamiento general de la estructura. En la Fig. 76 se observan los asentamientos generados en la viga de coronación hasta el final de la excavación, por medio de puntos de referencias colocados en la instrumentación de la

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estación (ver Fig. 36). Los valores registrados de los desplazamientos en los primeros 20 días de excavación no fueron registrados, lo cual genera cierta imprecisión para presentar los asentamientos al inicio de la excavación.

Fig. 76 Asentamientos registrados in situ de los puntos de referencia ubicados en la viga de coronación

Una peculiaridad interesante a resaltar es la disminución de los asentamientos cercanos a las alineaciones transversales, un fenómeno que no se produce a lo largo del eje longitudinal debido a la rigidez impuesta por los soportes. Una de las características más relevantes en el modelo hidromecánico

es

generar los asentamientos por consolidación, causados por el descenso del nivel freático donde las tensiones efectivas aumentan en el fondo de la excavación como efecto de la disminución de las presiones intersticiales, produciendo asentamientos en la superficie, según el principio de Karl Terzaghi (1925): "Un suelo solo se deforma si existe un cambio en sus tensiones efectivas". El modelo arrojo asentamientos de aproximadamente 2,7 cm, siendo estos máximos en la periferia de la excavación.

90

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B 0

Asentamientos (mm)

A

Distancia (m)

A 0

2014

20

40

60

B 80

100

-5

-10 -15 -20

Asentamientos por consolidación

-25

Fig. 77 Asentamientos por consolidación producidos por el descenso del nivel freático

La Fig. 77 presenta los asentamientos por consolidación de una línea en la superficie, producidos por el descenso del nivel freático antes de comenzar el proceso de excavación de la estación. La Fig. 78 indica la ubicación de cada uno de los puntos de referencia en la viga de coronación de la estación en el modelo y así comparar los resultados con los in situ. La Fig. 79 muestra los asentamientos producidos en cada uno de los puntos de referencia colocados en la viga de coronación del modelo. Los asentamientos totales se conforman de dos fases, los producidos por el descenso del nivel freático y los generados por la excavación, el final y el inicio de cada fase se encuentra a los 65 días como se ilustra en la figura.

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Fig. 78 Localización de los puntos de referencia en la viga de coronación de la estación

Tiempo transcurrido (Días) 0 0

50

100

150

200

250

300

Asentamientos (mm)

-10 -20 -30 -40

S1 S2 S3

-50 -60 -70

Fig. 79 Asentamientos en los puntos de referencia de la viga de coronación

Elaborando una comparación entre los asentamientos que se produjeron en campo y los generados por el modelo, podemos observar cierta diferencia. Los asentamientos máximos en el campo fueron aproximadamente de 41 mm y en el modelo de 67 mm, haciéndose notar un incremento de un 63%, sin embargo si tomamos en cuenta el tiempo de aproximado de 20 días en que se retardaron en colocar la instrumentación, los asentamientos del modelo se reducen a un 24% a un valor máximo de 51 mm, acercándose más a los valores de campo.

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0 -5

0

20

40

60

80

100 120 140 160 180 200

-10 Asentamientos (mm)

-15 -20 -25 -30 -35

S1 S2 S3

-40 -45 -50 -55

Tiempo transcurrido (Días)

Fig. 80 Comparación entre los asentamientos reproducidos por el modelo y los de campo

La Fig. 80 muestra un comportamiento similar entre los asentamientos reproducidos por el modelo y los de campo, sin embargo, cabe resaltar que los datos registrados en los puntos de referencia in situ, con la que se realizó la comparación anterior no pertenecen al cuadrante Norte/Oeste, sino a los cuadrantes Sur/Este y Sur/Oeste. Estos cuadrantes de la estación presentaron menores desplazamientos (ver Fig. 38 y Fig. 39) debido a una mejora en la calidad del terreno a causa de la gran heterogeneidad del mismo, tomando como referencia el argumento anterior, nos podemos basar en la hipótesis de que el cuadrante Norte/Oeste obtuvo mayores asentamientos similares a los del modelo.

B

B

0

Distancia (m)

A 0

10

20

30

40

B 50

60

70

A

A

Asentamientos (mm)

-10 -20 -30 -40 -50 -60

Asentamientos máximos en superficie (mm) Asentamientos máximos detrás del pilar (mm)

-70

Fig. 81 Asentamientos máximos en la superficie

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Según los resultados presentados por el cálculo numérico, como se muestra en los perfiles de la Fig. 79, los asentamientos máximos reflejados en la superficie alcanzan un valor de 60 mm, diferenciándose de los asentamientos cercanos a los pilares que alcanzan unos asentamientos de 35 mm, por efecto de la rigidez que aportan al terreno. Considerando que el método de elementos finitos es una aproximación, cabe destacar que el cálculo hidromecánico en el código CODE BRIGHT predice satisfactoriamente el comportamiento de los asentamientos en la superficie. Los asentamientos superficiales no fueron considerados para el cálculo de la construcción de la estación debido a que no habían edificios cercanos a la excavación, (ver Fig. 3), sin embargo, un buen análisis de estos proporcionaría una herramienta eficaz para conocer el comportamiento de los suelos no saturados cuando se realicen por el método de excavación secuencial.

4.1.4 Trayectoria de tensiones Un aspecto de gran interés es estudiar la evolución del estado tensional de diferentes puntos característicos en los anillos de hormigón proyectado, frente a una evolución de las tensiones de confinamiento durante la excavación, y cabe resaltar que es de gran importancia conocer y estudiar el estado tensional y su situación frente a rotura para el diseño de la estación. En la modelación se utilizó un modelo tipo Mohr Coulomb elastoplástico Para representar el estado de rotura o línea de estado crítico (LEC) del suelo residual, a la que podemos considerar como la envolvente, por encima de la cual no existen estados posibles, sin embargo en esta simulación se le ha asignado cierta viscosidad al material para que le permita deformarse a tensión constante, , produciendo estados por encima de la línea de estado crítico. La pendiente de la LEC está definida para compresión y extensión por las ecuaciones 27 y 28, en cambio se utilizará el plano de Cambridge

para representar la trayectoria de

tensiones

principales

en

dos

componentes, la Tensión Isotrópica o esférica (p) y el Desviador (q), que se obtienen de las ecuaciones 29 y 30 y la cohesión de la LEC, tanto en compresión como en extensión está dada por las ecuaciones 31 y 32.

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(29)

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(30)

(31) (32)

(33)

(34)

Se seleccionó el anillo 9 para la representación de la trayectoria de tensiones del terreno, ya que este fue quien presentó mayor plasticidad, mostrando el mayor valor en el multiplicador plástico como muestra la Fig. 82.

Fig. 82 Localización del anillo 9 donde presenta mayor multiplicador plástico.

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0,5

Trayectoria de tensiones (p-q) LEC (s) LEC

0,4 0,3

q (MPa)

0,2 0,1 0 0

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

-0,1 -0,2 -0,3

p (MPa)

Fig. 83 Trayectoria de tensiones justo detrás del anillo 9 de la excavación

La

Fig. 83 muestra dos líneas de estados críticos, cuando el suelo está

totalmente saturado y cuando se produce el rebajamiento del nivel freático, donde se refleja un aumento de la resistencia del terreno a efecto de la succión, aunque a grandes profundidades este efecto no es muy relevante en relación a la que se produce en superficie. Durante el proceso de bombeo se generan presiones intersticiales negativas entre las partículas, generando succión en la zona no saturada de la excavación, y como consecuencia a esto se produce un incremento de la resistencia del terreno, aumentando los parámetros como la cohesión y el módulo de rigidez. De igual forma se presentan la trayectorias de las tensiones principales en el plano de Cambridge desde el

inicio hasta el final de la excavación y se observa con claridad como la

Tensión Isotrópica disminuye a medida que se excava y las tensiones de confinamiento aumentan produciéndose un proceso de extensión en el terreno. El recorrido de la tensiones muestra claramente cuando el terreno plastifica tocando línea de estado crítico, desarrollándose al excavar los anillos 10 y 11.

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0,6

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Trayectoria de tensiones (p-q) LEC (S)

0,5

q (Mpa)

0,4 0,3 0,2 0,1 0

Geometría de la estación

0

0,1

0,2

0,3

0,4

P (MPa)

Fig. 84 Trayectoria de tensiones en un punto del anillo 9 de hormigón proyectado de la excavación

La Fig. 84 muestra la trayectoria de tensiones en el lugar donde se colocó el inclinómetro en la estación, a una profundidad de 15.6 m específicamente detrás del anillo 9 donde se produjo la mayor plastificación del terreno, en donde se puede observar con claridad que el terreno no llega a plastificar, originando solo deformaciones elásticas, dando a demostrar que las deformaciones plásticas solo se producen en la periferia de la excavación.

4.1.5 Análisis De Tensiones Del Soporte

Profundidad (m)

0

-5

-10

-15

8

Tension Vertical (MPa) 3

-2

0

0

5

5

10

10

15

15

20

20

25 30

Compresión

25

Profundidad (m)

Tension Vertical (MPa) 5

-7

-12

Tracción

30

Fig. 85 Tensiones de Compresión y Tracción en el pilar del cuadrante Norte/Oeste

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La Fig. 86 muestra las tensiones en la zona de tracción y compresión en el pilar ejercidas por las tensiones del terreno. Se observa que a una profundidad de casi el total de la excavación se produce una concentración de tracción máxima de 15,918 MPa y una compresión máxima de 25,441 MPa.

10

8

Tension Media (MPa) 6

4

2

Fig. 86 Tensión vertical (Szz) 0

-2 0

5

15

20

Profundidad (m)

10

25

30

Fig. 87 Tensión media en la zona de tracción del soporte

La Fig. 87 muestra una concentración de la tensión media en la zona de tracción del pilar, obteniendo valores que varían desde 22,776 MPa en la zona de tracción y 2 MPa en la zona de compresión.

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4.1.6 Análisis De La Viga Transversal Uno de los elementos cuyo análisis puede proporcionar más información para comprender el comportamiento global de la obra es, sin duda alguna, la viga transversal que conecta los dos pilares de la estación. Durante la construcción se colocaron puntos de nivelación a la mitad de la viga transversal.

La

Fig.

89

muestra

los Fig. 88 Viga transversal

desplazamientos verticales a la mitad del tramo

de la viga transversal en comparación con los medidos en campo.

Desplazamiento Vertical (mm)

35 30 25 20 15

Dz In Situ

10

Dz Modelo

5 0 -5

0

50

100

150

200

250

300

-10 -15

Tiempo transcurido (días)

Fig. 89 Desplazamiento vertical en el extremo de la viga transversal, producidos tanto para el modelo como in situ

La Fig. 89 muestra un descenso de la viga al inicio de la excavación debido al peso propio de la misma, pero a medida que avanza la excavación es evidente ver un levantamiento continuo de ésta, este movimiento se produce en la parte central, causado por la curvatura de los pilares, debido a la conexión rígida que existe entre ambos. El comportamiento reproducido por el modelo es relativamente similar al de la viga in situ, pero para un mejor análisis del comportamiento real de la viga

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transversal será necesario recurrir a otros métodos más precisos que modelen un mejor comportamiento del elemento. La viga transversal es uno de los elementos cuyo análisis puede proporcionar datos muy relevantes para comprender el comportamiento global de la obra.

Fig. 90 Tensión Horizontal en dirección del eje transversal de la estación

Este elemento estructural (viga transversal) absorbe casi la totalidad de las tensiones horizontales (Syy) en dirección el eje transversal de la estación como se muestra en la Fig. 90, asociado con la intersección de las tensiones en los pilares; sin embargo esta puede ser una manera de cuantificar el coeficiente al reposo del terreno.

100

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4.1.7 Deformada global de la estación

Fig. 91 Deformada general de la estación al finalizar la excavación

La Fig. 91 muestra una deformación global de la estación, con un factor de escala de 60 veces el valor real.

La Fig. 92 presenta los vectores de desplazamientos en dirección al eje longitudinal estación,

(dirección

mostrando

x) mas

de

la

rigidez

debido al efecto arco que se produce en la zona, efectuándose una mejor distribución de las tensiones.

Fig. 92 Vectores de desplazamientos en dirección del eje longitudinal de la estación

101

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La Fig. 93 muestra los vectores de desplazamientos en dirección al eje transversal

(dirección

estación,

mostrando

y)

de

la

mayores

desplazamientos que en la zona más cercana

al

eje

longitudinal,

confirmando que la zona más plana es menos rígida debido a la concentración de tensiones impuestas por el terreno y su falta de curvatura en la periferia de la excavación. Fig. 93 Vectores de desplazamientos en dirección del eje transversal de la estación

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CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES Este trabajo final de máster consistió en desarrollar el cálculo hidromecánico en 3D de la estación Salgueiros utilizando el código de elementos finitos CODE_BRIGHT para conocer el comportamiento de la estación. Basados en los resultados obtenidos en cuanto a la determinación de parámetros y la modelación numérica de la estación, se pueden enumerar las siguientes conclusiones y posibles futuras líneas de investigación. Los resultados de los asentamientos por consolidación obtenidos al realizar el rebajamiento del nivel freático son bastantes consistentes, lo que nos permite tener un mejor conocimiento sobre el comportamiento hidromecánico de excavaciones que se construyan en suelos no saturados por el método de excavación secuencial vertical. La predicción de la presiones intersticiales por el código CODE_BRIGHT a través del método de elementos finitos fueron muy satisfactorias en relación con las generadas en campo. La succión producida por el rebajamiento del nivel freático, se convierte en un punto clave para la construcción en suelos no saturados, a causa de la influencia que tiene sobre la rigidez y resistencia del material, como lo muestra la Fig. 59. El incremento de la rigidez en el terreno, a efecto de la succión, reduce las deformaciones plásticas generadas por la concentración de tensiones laterales en los anillos de hormigón proyectado, lo que hace que desarrolle un papel predominante en el proceso de excavación, proporcionando más tiempo para la construcción de los anillos de refuerzos antes de que el terreno plastifique, sin embargo cabe destacar que a grandes profundidades y estado tensional altos el efecto de la succión es aproximadamente nulo. El cálculo hidromecánico de la estación mostro desplazamientos muy similares a los generados por el inclinómetro en campo, reproduciendo un comportamiento equivalente al de la estación. Del

análisis

se

confirma

la

capacidad

del

modelo

utilizado

para

la

representación del comportamiento de los suelos residuales de granito, observándose

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2014

en la trayectoria de tensiones evaluadas, la cual nos proporciona una ventaja muy importante en el proceso de excavación. El efecto de la succión en el fondo de la excavación parece ser nulo, lo que nos lleva a plantear de rebajar el nivel freático a mayores profundidades con respecto al fondo de la excavación y así poder generar succiones que influyan en la resistencia del terreno. La

alta concentración de tensiones observadas en la viga transversal de la

estación hace de éste un elemento estructural determinante para el equilibrio de la misma. Los mayores desplazamientos se obtuvieron de la zona más plana de la estación a raíz de la gran concentración de tensiones impuesta por el terreno, de donde se confirma el aporte de la rigidez del terreno debido al efecto arco y a la mejor distribución de tensiones en esa zona.

Futuras líneas de investigación: Se propone, realizar un cálculo hidromecánico de la estación, rebajando el nivel freático en etapas paralelo al proceso de excavación, para observar

las ventajas y

desventajas que realiza la succión durante la excavación. Elaborar un análisis de sensibilidad al modelo de la estación, planteándose una plasticidad no asociada del modelo constitutivo, para así determinar con más exactitud los parámetros que gobiernan el comportamiento del suelo residual. Realizar un análisis numérico con un campo estocástico para los parámetros más relevantes del modelo (KO, resistencia y módulo de rigidez) con el fin de estudiar la sensibilidad de esta técnica a posible defectos del terreno circundante.

104

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