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PROYECTO DE EJECUCIÓN DE LA BALSA DE REGULACIÓN “LA CUESTA” Y RECUPERACIÓN ENERGÉTICADEL SALTO HIDRÁULICO

DEL POSTRASVASE JÚCAR-VINALOPÓ EN EL TÉRMINO MUNICIPAL DE VILLENA (ALICANTE)

ANEJO Nº IV.1:ESTABILIDAD DE TALUDES

1

INDICE.- 1 ANEJO CALCULOS BALSA.- ............................................................................... 2

1.1 CALCULO DE LA ESTABILIDAD DE LOS TALUDES.- ............................ 2

1.1.1 HIPÓTESIS DE CARGA.- ........................................................................ 4

1.1.2 CÁLCULO DEL TALUD EXTERIOR.- ................................................... 4

1.1.3 CÁLCULO DEL TALUD INTERIOR.- .................................................. 10

1.1.3.1 Resultado obtenido.-.......................................................................... 11

1.1.4 CONCLUSIONES.- ................................................................................. 12




2

1 ANEJO CALCULOS BALSA.-

1.1 CALCULO DE LA ESTABILIDAD DE LOS TALUDES.-

CONSIDERACIONES GENERALES.-

La sección transversal de la sección tipo, está compuesta según

se observa en el plano “04.5”, por el material terreo, procedente de la costra

calcárea, en la zona correspondiente al talud interior, y de pedraplén o

escollera la zona correspondiente al talud exterior. Ambas zonas están

separadas por un filtro de geotextil 400 y gravilla 10-12 que impide la erosión

interna en el caso de una rotura en la lámina de PEAD.

La pendiente que se asigna al talud interior 1 Vertical / 2,5 Horizontal

obedece a consideraciones constructivas y de seguridad laboral, ya que está

pendiente permite la movilidad de la maquinaria de movimiento de tierras

convencional para las distintas labores a realizar sobre el paramento interior:

refinado, esparcido de grava ligada con betún, colocación de los geosintéticos,

etc.

En cuanto al talud exterior se adopta una pendiente holgada para una

escollera 1 Vertical / 1,5 Horizontal, en la que además se cuenta con unos

buenos cimientos, con elevados valores del ensayo SPT.

Según se desprende del libro del profesor Vallarino:

“Vallarino Eugenio; Tratado básico de presas; segunda edición; Servicio de

publicaciones de la Escuela de Ingenieros de Caminos de Madrid (U.P.M.),

Tratado básico de Presas; página 353 apartado 12.8 Taludes. „La práctica ha

demostrado la estabilidad de las presas con escollera compactadas con taludes




3

de 1,3 H/1V, por lo menos hasta algo más de 100 metros de altura‟......... „El

talud 1,3 equivale a un ángulo de 37º, que es aproximadamente el de equilibrio

de un talud de escollera suelta vertida, mientras que la compactada ha

demostrado tener un ángulo de rozamiento de 45º o más. Por ello,

normalmente estas presas no necesitan la comprobación de su estabilidad, y

basta adoptar el expresado talud, o uno ligeramente superior para presas de

más de 150 metros. Solo si la roca de apoyo presenta planos de posible

deslizamiento será necesario el cálculo de la estabilidad, pero no por la

escollera, si no por el cimiento’ ”

En las páginas 38 a 41 del “Estudio geotécnico” de ITC se lleva a cabo

una comprobación de los taludes exterior e interior del dique supuestos

ejecutados con material procedente del “nivel I” compactados con la energía

del Proctor Modificado.

Se admiten valores ∅‟= 35º y c‟=0,1 Kp/cm2 y que la superficie de rotura

es circular lo que está en el límite para 35º.

Se obtienen con ello factores de seguridad superiores a 2,00.

Pero el talud exterior se va a construir con pedraplén y escollera

procedentes de la excavación y machaqueo parcial de la dolomía y caliza

procedentes de la excavación norte.

Nos ha parecido por ello conveniente llevar a cabo su comprobación

siguiendo la publicación M18 del CEDEX “Resistencia al corte de escolleras” en

cuya página 68 figura un gráfico con la dependencia entre ángulo de

rozamiento y la presión de confinamiento.

Al tratarse de pedraplenes y escolleras la superficie de rotura no es

circular sino del aspecto de las representadas en el esquema de “Figura de las

superficies analizadas” que se adjunta en el presente anejo y dado que el

cimiento es resistente no ha lugar a considerar superficies que lo corten.

El cálculo se lleva a cabo por el método de Janbu.




4

En cuanto al talud interior se ha completado la comprobación teniendo

en cuenta la acción sísmica.

1.1.1 HIPÓTESIS DE CARGA.- El vaso se encuentra impermeabilizado por una geomembrana, de tal

forma que el terreno se encuentra seco (No saturado), ya que dispone de un

dren chimenea seguido del espaldón de escollera con lo que aún en el caso de

una rotura importante de la lámina hay capacidad holgada para evacuar el

caudal sin dar lugar a presiones intersticiales apreciables ni a erosión interna.

El cálculo se realiza con la sismicidad de la zona que viene dada por un

coeficiente de aceleración básica de 0,07 que se traduce en una aceleración de

cálculo de 0,08

1.1.2 CÁLCULO DEL TALUD EXTERIOR.-

Para ello se tiene en cuenta la publicación M18 del CEDEX “Resistencia

al corte de escolleras” en cuya página 68 figura un gráfico con la dependencia

entre el ángulo de rozamiento y la presión de confinamiento”.




5

Se adjunta también los valores medios de la misma gráfica, con un

cambio de las unidades de la presión de confinamiento transformada en altura

de escollera para un peso específico de la misma de 1,8 t/m3.

y = -2,919ln(x) + 52,352R² = 0,9999

30,00

35,00

40,00

45,00

50,00

55,00

60,00

0,10 1,00 10,00 100,00 1000,00

ángu

lo r

oza

mie

ntr

o (

º)

altura escollera (metros)

ángulo rozamiento & presión confinamiento

ángulo rozamiento & presión confinamiento




6

Se comprueban las tres superficies de rotura de la figura con los ángulos

obtenidos de la figura 39 página 68 de la publicación citada.

El cálculo se realiza por Janbu para las superficies interiores.

Se adjunta la fórmula utilizada, las superficies analizadas, y un resumen

de los cálculos.

0

2

fαtgWΔQ

αcos)F

'φtgαtg(1

'φtgΔx)uW(ΔΔxc'

F




7

Figura de las superficies analizadas




8

Nº

FAJA

INC

REM

ENT

O X

AN

GU

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(alf

a)

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EA

(m2)

U

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2

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T/m

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lfa)

tg(f

i')1+

tg(a

lfa)

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fi')

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s(al

fa)

NU

MER

AD

OR

DEN

OM

INA

DO

RN

UM

/DEN

OP

RU

EBA

12,

7328

,24

0,94

0,00

0,00

0,00

1,69

0,00

0,54

1,07

1,35

0,88

1,73

0,91

22,

7328

,24

2,82

0,00

0,00

0,00

5,08

0,00

0,54

1,07

1,35

0,88

5,19

2,73

32,

7328

,24

4,70

0,00

0,00

0,00

8,46

0,00

0,54

1,07

1,35

0,88

8,65

4,54

42,

7328

,24

6,58

0,00

0,00

0,00

11,8

40,

000,

541,

071,

350,

8812

,11

6,36

52,

7328

,24

8,46

0,00

0,00

0,00

15,2

30,

000,

541,

071,

350,

8815

,57

8,18

62,

7328

,24

10,3

40,

000,

000,

0018

,61

0,00

0,54

1,07

1,35

0,88

19,0

310

,00

72,

7328

,24

12,2

30,

000,

000,

0022

,01

0,00

0,54

1,07

1,35

0,88

22,5

111

,82

82,

7328

,24

14,1

10,

000,

000,

0025

,40

0,00

0,54

1,07

1,35

0,88

25,9

713

,64

93,

2232

,74

18,6

70,

000,

000,

0033

,61

0,00

0,64

1,07

1,42

0,84

35,8

521

,61

103,

2242

,38

18,8

70,

000,

000,

0033

,97

0,00

0,91

1,07

1,60

0,74

41,7

930

,99

111,

9951

,26

8,89

0,00

0,00

0,00

16,0

00,

001,

251,

071,

820,

6324

,13

19,9

5

122,

0059

,66

3,46

0,00

0,00

0,00

6,23

0,00

1,71

1,07

2,12

0,51

12,3

610

,64

224,

8714

1,37

1,64

0,00

PES

O

ESP

ECÍF

ICO

1,80

T/m

2

AN

GU

LO

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47,0

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DO

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03

F1

,64




9

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NU

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DEN

OM

INA

DO

RN

UM

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OP

RU

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12,

9520

,96

1,76

0,00

0,00

0,00

3,17

0,00

0,38

1,00

1,23

0,93

2,96

1,21

22,

9520

,96

5,28

0,00

0,00

0,00

9,50

0,00

0,38

1,00

1,23

0,93

8,89

3,64

32,

9520

,96

8,80

0,00

0,00

0,00

15,8

40,

000,

381,

001,

230,

9314

,81

6,07

42,

9520

,96

12,3

20,

000,

000,

0022

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0,00

0,38

1,00

1,23

0,93

20,7

48,

49

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9520

,96

15,8

30,

000,

000,

0028

,49

0,00

0,38

1,00

1,23

0,93

26,6

510

,92

62,

9520

,96

19,3

50,

000,

000,

0034

,83

0,00

0,38

1,00

1,23

0,93

32,5

713

,34

72,

9520

,96

22,8

70,

000,

000,

0041

,17

0,00

0,38

1,00

1,23

0,93

38,5

015

,77

82,

5625

,37

22,5

80,

000,

000,

0040

,64

0,00

0,47

1,00

1,28

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38,9

019

,27

92,

5634

,63

23,9

70,

000,

000,

0043

,15

0,00

0,69

1,00

1,41

0,82

45,2

729

,80

102,

5645

,13

23,6

60,

000,

000,

0042

,59

0,00

1,00

1,00

1,59

0,71

53,7

142

,78

111,

9956

,39

15,0

60,

000,

000,

0027

,11

0,00

1,50

1,00

1,89

0,55

46,8

640

,79

121,

9972

,14

7,26

0,00

0,00

0,00

13,0

70,

003,

101,

002,

830,

3149

,06

40,5

6

378,

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2,64

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0,00

PES

O

ESP

ECÍF

ICO

1,80

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2

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.

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45,0

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RA

DO

S

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04

F1

,69




10

Para el caso de la superficie exterior tenemos: Ángulo de rozamiento= 55º

Ángulo del talud 𝛼 = 𝑎𝑡𝑔 1

1,5 = 33,69 º

Ángulo de incremento de inclinación, debido al sismo: atg(0,08)= 4,57 º Ángulo de cálculo del talud = 33,69+4,57=38,26 º El coeficiente de seguridad obtenido es de .

𝐹 =𝑡𝑔 55

𝑡𝑔38,26= 1,81

Se resumen en la siguiente tabla los coeficientes de seguridad obtenidos Superficie Confinamiento

(t/m2) Confinamiento (altura para peso específico 1,8 t/m3) (m)

Ángulo Rozamiento (º)

Coeficiente seguridad (F)

exterior 0 0 55 1,81

(1) 10 5,6 47 1,64

(2) 15 9,4 45 1,69

A la vista de lo holgado de los coeficientes obtenidos se estima que no

procede tantear otras superficies.

1.1.3 CÁLCULO DEL TALUD INTERIOR.-

Asumiendo una superficie de deslizamiento circular, se realiza el cálculo

mediante la programación del método de Janbu, aplicado a superficies

circulares, que obtiene de forma automática, el círculo de coeficiente de

seguridad mínimo, realizado en su día por el Dr. Ingeniero Manuel Rechea

Alberola, Profesor Titular de Universidad de Mecánica del Suelo de la

E.T.S.Arquitectura.




11

Las propiedades mecánicas utilizadas, son:

Nota: la cohesión y el ángulo de rozamiento son propiedades efectivas, y el peso

específico es el aparente, con la humedad óptima del Proctor 100% modificado, para el

material del dique.

1.1.3.1 Resultado obtenido.-




12

1.1.4 CONCLUSIONES.-

Los coeficientes obtenidos son suficientemente holgados, mayores que

1,4, para garantizar la estabilidad de los taludes incluso en el caso de sismo,

cumpliendo con los requerimientos establecidos en la instrucción de grandes

presas del año 67.

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