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UNIVERSIDAD DE PINAR DEL RÍO

“HNOS. SAÍZ MONTES DE OCA”

FACULTAD DE CIENCIAS TÉCNICAS

PROCEDIMIENTO PARA LA EVALUACIÓN DE LA ESTABILIDAD

DE TALUDES. CASOS DE ESTUDIO: CARRETERAS DE MONTAÑA

DE LA SIERRA DEL ROSARIO, CUBA OCCIDENTAL

Tesis presentada en opción al Título Académico de Máster en Geología

(Mención Geología Ambiental)

Autor: Ing. Pantaleón de la Torre Tabares

Tutores: Dr. Cs. Rafael Martínez Silva

Dr. C. Alexis Ordaz Hernández

Pinar del Río

2015

DEDICATORIA

A mis hijos, a mis hermanos.

A mis compañeros de trabajo que son muchos, pero la modestia de Tony García y el

magisterio del inefable profesor Rafael Martínez Silva, no pueden omitirse

AGRADECIMIENTOS

A los profesores de la Universidad entre ellos del Dr. C. Ing Alexis Ordaz Hernández, uno

de mis tutores y a Martínez Silva, tutor de todos los días.

DECLARACIÓN DE AUTORIDAD

Los resultados que se exponen en la presente tesis se han alcanzado como consecuencia del

trabajo realizado por el autor y el asesoramiento de:

-Unidad de Investigaciones para la Construcción de Pinar del Río, perteneciente a la

Empresa Nacional de Investigaciones Aplicadas (ENIA).

-Universidad de Pinar del Río “Hermanos Saiz Montes de Oca”.

Por tanto, los resultados en cuestión son propiedad del autor, tutores e instituciones, y sólo

ellos podrán hacer uso de los mismos de forma conjunta y recibir los beneficios que se

deriven de su utilización.

RESUMEN

Con frecuencia los deslizamientos que ocurren en las carreteras de montaña de la Sierra del

Rosario, exigen la movilización de recursos y medios técnicos, para definir en el plazo más

breve, la estabilidad de la nueva sección transversal, que se derive del análisis y el cálculo

conciliado entre proyectista e investigador, expresada por su factor o coeficiente de

seguridad.

Las experiencias acumuladas durante muchos años en estos trabajos, demuestran que los

métodos investigativos empleados, limitaban la solución de la tarea por los plazos dilatados

de ejecución y de igual modo no permitían caracterizar el macizo rocoso, por los valores de

las propiedades que caracterizan su estado de yacencia.

Fue preciso recopilar y procesar con métodos estadísticos, toda la caracterización de las

propiedades de rocas y suelos residuales, que recoge la documentación específica sobre

investigaciones realizadas para obras de ingeniería en esa región.

Además se requirió el diseño de un procedimiento usando equipos y medios de medición in

situ con el objetivo de obtener los valores de las propiedades y parámetros que intervienen

en el cálculo de la estabilidad, con varias alternativas así como del patrón de falla

gobernante en cada caso.

En la misma medida en que se ha desarrollado el conocimiento relativo al tema de la

estabilidad de taludes, los casos estudiados han ido aportando el comportamiento de las

rocas propias de la región de estudio, una vez practicada la modelación de las secciones

estables.

Los elementos específicos de esta investigación, están almacenados en bases de datos

digitales y sobre plataforma de sistema de información geográfica, permitiendo la

actualización constante según la progresión del grado de estudio y la revisión del estado de

conservación de los deslizamientos reparados, que es en esencia el nivel de fidelidad con

que se diseñaron y construyeron las secciones transversales.

ABSTRACT

Frequently the land slips that occurs in the Rosario’ ridge, they demands the mobilization

of recourses and technical means, to define in the briefest term the stability of the new

transverse section that is derived of the analysis and calculation reconciled between

planner and investigator expressed by the factor of safety.

The experiences accumulated during several years in this works, demonstrate that the

investigative methods that were used, limited the solution of the task because they

demanded extensive terms of execution, and in the same form they didn t allow

characterizing the solid of rocks for the properties that represents their in situ state.

It was necessary to gather and to process for statistical methods all the characterization of

the properties of rocks and residual soils that it picks up the whole specific documentation

of the investigation carried out for works of engineering in the region.

It was also required to design a procedure with the objective of obtaining in situ the values

of the properties and parameters that intervene in the calculation of the stability as well as

of the pattern flaw that it governs in each case.

In the same measure in that the relative knowledge has been developed to the topic of the

slope stability, the studied cases have gone contributing the behavior of the rocks

characteristic of the study region once practiced the design of the stable sections.

The specific elements of this investigation they are stored in a digital database and have

more than enough system of geographical information allowing a constant bring up to date

according to the progression of the study degree and the conservation of the repaired slips,

that it is the essence of the level of fidelity with which the transverse sections were

designed and were build.

ÍNDICE

Introducción ............................................................................................................................ 1

Capítulo I. Marco teórico-referencial ..................................................................................... 7

I.1. Historia de los trabajos anteriores ................................................................................ 7

Capítulo II. Características físico-geográficas y geológicas del área de estudio.................. 29

II.1. Situación geográfica.................................................................................................. 29

II.1.1. Características climáticas ................................................................................... 30

II.2. Geología .................................................................................................................... 33

II.2.1. Estratigrafía ........................................................................................................ 33

II.2.2. Tectónica ............................................................................................................ 41

II.2.3. Características hidrológicas e hidrogeológicas generales .................................. 43

Capítulo III. Materiales y métodos utilizados ...................................................................... 45

III.1 Caracterización de la información y herramientas disponibles ................................ 45

Capítulo IV. Procedimiento para el cálculo de la estabilidad de taludes.............................. 50

IV.1. Ubicación espacial del sitio de estudio.................................................................... 50

IV.2. Evaluación de propiedades físicas y parámetros de resistencia .............................. 52

IV.2.1. Métodos alternativos ........................................................................................ 55

IV.3. Levantamiento de discontinuidades estructurales ................................................... 66

IV.4. Cálculo del factor de seguridad en taludes .............................................................. 71

IV.5. Conclusiones del capítulo........................................................................................ 76

Capítulo V. Aplicaciones del procedimiento de cálculo de estabilidad ............................... 77

V.1. Caso de estudio: Deslizamiento No. 1 en carretera a torre El Salón ........................ 77

V.2. Caso de estudio: Deslizamiento en el tramo Niceto Pérez-Mil Cumbres ................. 81

V.3. Caso de estudio: Deslizamiento No. 2 en carretera a torre El Salón ........................ 81

V.4. Caso de estudio: Deslizamiento La Perdiz ............................................................... 89

Conclusiones......................................................................................................................... 91

Recomendaciones ................................................................................................................. 92

Bibliografía ........................................................................................................................... 94

Anexos .................................................................................................................................. 98

RELACIÓN DE TABLAS

Tabla I.1. Fragmento del inventario de deslizamientos para las vías de interés nacional de

la provincia (García y Ordaz, 2007). ...................................................................................... 9

Tabla III.1. Selección de investigaciones de las carreteras de montaña. ............................ 46

Tabla III.2. Resumen con los valores promedio y valores de cálculo o diseño de las

propiedades físicas y parámetros de resistencia. .................................................................. 47

Tabla IV.1. Correlaciones empíricas a partir del parámetro Nspt (ensayo de penetración

dinámica estándar.) ............................................................................................................... 53

Tabla IV.2 Valores de ηDE de acuerdo al estado de agrietamiento del macizo. (Tomado de

Martínez, 2011). ................................................................................................................... 65

Tabla IV.3. Clasificación de los macizos geológicos por su estado de agrietamiento (Deere,

1980). .................................................................................................................................... 67

RELACIÓN DE FIGURAS

Figura 1. Deslizamientos en la carretera a Las Terrazas y carretera San Cristóbal-Bahía

Honda...................................................................................................................................... 4

Figura I.1. Mapa de susceptibilidad a los deslizamientos, escala original 1: 250 000

(García y Ordaz, 2007). .......................................................................................................... 9

Figura I.2. Trayectoria del huracán Gustav (2008) sobre la provincia................................ 10

Figura I.3. Deslizamiento en la carretera a Las Terrazas, km 12, por efecto de los

huracanes de 2008. ............................................................................................................... 11

Figura I.4. Vista de la sección transversal diseñada por el autor y construida para el nuevo

tramo de la carretera a Las Terrazas, km 12. ........................................................................ 11

Figura I.5. La vista anterior con los detalles de la sección diseñada................................... 12

Figura I.6. Deslizamiento del km 44 Los Chivos luego de los huracanes. ......................... 13

Figura I.7. Rotura y desarticulación del drenaje superficial del tramo en corte, km 12, La

Narcisa, Carretera San Cristóbal-Bahía Honda, por efecto de las lluvias de junio y julio de

2013. ..................................................................................................................................... 15

Figura I.8. Deslizamiento de la ladera y camino al plan porcino, fondo de la imagen,

ocasionado por el tráfico y el drenaje superficial desarticulado. .......................................... 15

Figura I.9. Sección de terraplén diseñada con escalones para el deslizamiento de la ladera y

el camino de acceso al Plan Porcino, La Narcisa. ................................................................ 16

Figura I.10. Deslizamiento Ojo de Agua, km 5 Carretera San Cristóbal-Bahía Honda. Fallo

del talud del terraplén. Sección a media ladera. ................................................................... 17

Figura I.11. Sección transversal diseñada para el deslizamiento Ojo de Agua, km 5

carretera San Cristóbal-Bahía Honda. .................................................................................. 17

Figura I.12. Vista de la carretera a la torre El Salón. Obsérvese el reducido ancho de vía y

la frondosa arboleda.............................................................................................................. 19

Figura I.13. Sección transversal diseñada y ejecutada para el tramo de desvío.

Deslizamiento No. 1 carretera a la torre El Salón. Expediente C-108. ................................ 20

Figura I.14. Sección Transversal esquemática de un corte a media ladera. ........................ 21

Figura II.1. Mapa de ubicación geográfica de la Sierra del Rosario y del Vial Central de

Montaña. ............................................................................................................................... 30

Figura II.2. Comportamiento quinquenal de las lluvias desde 1967 hasta 2013. Valores

ofrecidos por la Estación Meteorológica de La Palma. ........................................................ 31

Figura II.3. Columna estratigráfica de la Sierra del Rosario. Tomado de Cobiella (2000). 37

Figura II.4. Esquema de un afloramiento de la Fm. El Sábalo, en la Carretera de Montaña.

Tomado de Cobiella (1996). ................................................................................................. 38

Figura II.5. Horizontes con pliegues de deslizamiento submarino en las capas de la

Formación Capdevila (Eoceno Inferior), en la carretera Las Terrazas-Cayajabos. Tomado

de Cobiella y Hernández (1990). .......................................................................................... 41

Figura II.6. Esquema tectónico de la Cordillera de Guaniguanico y alrededores, mostrando

la disposición de los cortes mesozoicos, era secundaria. . ............................................... 42

Figura IV.1. Diagrama de flujo del proceso investigativo para el estudio de la estabilidad

de taludes. ............................................................................................................................. 51

Figura IV.2. Nomograma para determinar C a partir de la medición de impactos del

martillo Schmidt tipo L y del peso volumétrico de las rocas (Hudson y Harrison, 2005). .. 57

Figura IV.3. Muestra del método de campo para estimar el valor de ( ). .......................... 60

Tilt test o prueba de inclinación. .......................................................................................... 60

Figura IV.4. Representación gráfica para la elección de JRC o .......................................... 61

Coeficiente de Rugosidad de las discontinuidades, a partir del Peine de Barton. ................ 61

(Tomado del Catálogo de Ensayos de Rocas, 2010) ............................................................ 61

Figura IV.5. Gráficos para la obtención de los parámetros R1, R2, R3, R4 y R5. Método de

Bieniawski (1984 y 1989)..................................................................................................... 64

Figura IV.6 Gráfico de la relación ηDE vs. L/C. (Tomado de Martínez, 2011) .................. 65

Figura IV.7. Comportamiento típico de las rocas bajo régimen tensional, =f (ε). Casos

Elasto plástico (a), Rígido plástico (frágil) (b). (Martínez, 2011). ....................................... 66

Figura IV.8. Ilustración del número de sistemas de grietas a evaluar, en el levantamiento

de detalle de discontinuidades. Duncan y Mah (2005). ........................................................ 67

Figura IV.9. Presencia de grietas conjugadas contemporáneas en uno de los deslizamientos

de la carretera de acceso a la torre El Salón. ........................................................................ 68

Figura IV.10. Ejemplo del empleo de la proyección estereográfica con la representación

del plano de talud (o contra talud) y de los estratos. Deslizamiento de la carretera de acceso

a la torre El Salón. ................................................................................................................ 69

Figura IV.11. Aplicación de la proyección estereográfica en la interpretación del tipo de

falla que predomina (Duncan y Mah, 2005). ........................................................................ 70

Figura IV.12. Esquema y sección transversal de un deslizamiento plano (de bloque). ...... 72

Figura IV.13. Esquema y sección transversal de un deslizamiento plano (de cuña). ......... 72

Figura IV.14. Nomograma de la figura 7.8 para el cálculo de los coeficientes A y B........ 73

Figura IV.15. Factores que se consideran en un deslizamiento rotacional y de una dovela.

Método de Bishop................................................................................................................. 75

Figura V.1. Gráfico de FS) vs. FS) C para la obtención de FS. ....................................... 78

Figura V.2. Nomograma para el cálculo de FS, caso rotacional de un talud drenado......... 79

Figura V.3. Hoja de cálculo del procedimiento de Martínez (2011) para taludes en suelos.

Aplicación al deslizamiento No 1 en la carretera a la torre El Salón. .................................. 80

Figura V.4. Representación de un deslizamiento plano de bloque. Caso (a). ..................... 82

Figura V.5. Representación de un caso plano con la grieta de tracción en el frente de talud.

Caso Plano de cuña. .............................................................................................................. 84

Figura V.6. Representación gráfica ilustrada de un deslizamiento por acuñamiento.......... 85

Figura V.7. Malla estereográfica con los arcos circulares del talud, discontinuidades y

polos de los planos................................................................................................................ 87

Figura V.8. Hoja de cálculo para el caso del deslizamiento traslacional por acuñamiento. 88

Figura V.9. Malla estereográfica con los círculos máximos del talud, de su parte superior y

de las discontinuidades 1 y 2. ............................................................................................... 88

Figura V.10. Hoja de cálculo del caso presentado para un presunto fallo plano................. 90

Figura V.11. ......................................................................................................................... 90

RELACIÓN DE ANEXOS

Anexo III. 1. Tabla de propiedades y parámetros de resistencia de las rocas y suelos

residuales de la Sierra del Rosario........................................................................................ 98

Anexo IV.1.Fallo por volcamiento..................................................................................... 100

INTRODUCCIÓN

Tesis de Maestría Introducción

1

Introducción

El diseño de taludes es una de las tareas más importantes de la ingeniería geológica.

Generalmente, las obras civiles de trazado lineal requieren el corte de las rocas para lograr

la nivelación del terreno y además alcanzar la cota de rasante diseñada para el tramo..

Estos pueden tener un carácter permanente (construcción de vías de comunicación, presas

de tierra y canales) o temporales (en la minería). En cualquiera de los casos el análisis de su

estabilidad es un imperativo.

El análisis de la estabilidad permitió, el diseño de taludes, asociado a su sección transversal,

el cálculo del factor de seguridad, así como definió el tipo de medidas correctoras o

estabilizadoras que se han de aplicar en caso de roturas reales o potenciales (González de

Vallejo, 2002). Evidentemente, un análisis integral de la estabilidad requiere el

conocimiento geológico y geomecánico de los suelos y rocas involucrados, así como de los

factores desencadenantes. Dada la importancia del tema, tanto desde una óptica técnica,

económica como social, internacionalmente se ha desarrollado un número importante de

investigaciones. Los trabajos de Taylor (1937 y 1948) y Terzhagi (1943), (en Suárez, 1999)

representan el despegue de esta temática.

La mayoría de los autores coinciden en denominar a los taludes, como superficies

inclinadas respecto al plano horizontal que habrán de adoptar permanentemente las

estructuras diseñadas .Cuando el talud se produce de forma natural, sin intervención

humana, se denomina ladera natural o simplemente ladera. Cuando los taludes son

construidos por el hombre se denominan cortes o taludes artificiales. El resultado del

deslizamiento de un talud puede ser a menudo catastrófico, con la pérdida de considerables

bienes y vidas. Por otro lado el costo de rebajar un talud, disminuyendo su altura como un

medio para alcanzar mayor estabilidad, suele ser muy grande. Es por esto que la estabilidad

se debe asegurar, pero una prudencia extrema sería antieconómica.

Para la Sierra del Rosario, los estudios de estabilidad de taludes estuvieron a cargo de los

especialistas de la Empresa Nacional de Investigaciones Aplicadas (1978). Otros trabajos

de menor detalle fueron realizados por García y Ordaz (2008) y Estévez (2014).

Para el caso de Cuba, una región de clima subtropical, son frecuentes los eventos

meteorológicos extremos, los que en ocasiones provocan grandes acumulados de lluvia,

incrementando el contenido de agua en la masa de suelos o rocas, disminuyendo la fuerza


2

de atracción entre las partículas y de una forma más general, su resistencia a esfuerzos

cortantes o de cizalla.

La Sierra del Rosario ha sido afectada por eventos meteorológicos que han desencadenado

deslizamientos, algunos muy voluminosos en cuanto a suelos y rocas removidos,

provocando pérdidas materiales de consideración. Un ejemplo muy significativo fueron los

daños a la red vial de montaña luego de los ciclones del 2008 (Gustav y Ike). La reparación

de los tramos de vías afectados exigió remover 19 168,00 m3 de tierra y roca blanda, solo

en la CCM, (Capote, 2012). El material removido incluye el utilizado en la reconstrucción

de los tramos de viales afectados y los materiales acarreados desde las picas y canteras

habilitadas.

Las carreteras de montaña que aquí se tratan son: la carretera San Cristóbal - Bahía Honda,

que atraviesa la Sierra del Rosario transversalmente, la Carretera Central de Montaña

(CCM) que se despliega desde el suroeste hasta el noreste de la Sierra, y carretera de acceso

a la torre en la loma El Salón, una vía con proyecto diferenciado de apenas 5 o 6 km de

extensión. La primera de éstas tiene un tramo común con la carretera Candelaria - Bahía

Honda, de manera que entre ellas se concentra el mayor peso de la infraestructura vial,

considerada parte importante para el desarrollo económico y social de ese sector de la

Cordillera de Guaniguanico.

Estas carreteras pertenecen a un territorio que ostenta la categoría de Reserva Mundial de la

Biosfera, una de las cinco del país, y facilitan la comunicación entre centros turísticos con

crédito internacional por sus valores ambientales: Soroa y Las Terrazas. Además, son vías

importantes para el traslado de los productos derivados de la agricultura y tienen valores

estratégicos para la defensa.

El estado técnico actual en que se hallan algunos tramos de estas vías, no permite satisfacer

los tres principios básicos para los cuales se diseñan las carreteras: rapidez, comodidad y

seguridad. Esto ocurre en buena medida por la existencia de potenciales deslizamientos y

tramos de mala pavimentación. Los deslizamientos comienzan por inducir daños

considerables al pavimento y agrietamiento longitudinal (Juárez et al., 1967), así como la

ocurrencia de derrumbes y desprendimientos.


3

Generalmente los funcionarios encargados de recorrer e inspeccionar las vías en Cuba

(Intendentes), no declaran o reportan los deslizamientos hasta que éstos no interrumpen la

trama vehicular, representando este elemento un factor de riesgo potencial.

Estos aspectos justifican la necesidad de prolongar las condiciones de explotación para las

que fueron construidas y que por demás, como obras viales de montaña no están exentas de

los efectos agresivos propios del medio, relativos a la topografía, meteorización de las

rocas, lluvias y fenómenos sísmicos (Suárez, 1999).

Los deslizamientos de taludes y laderas son uno de los procesos geológicos más

devastadores, a la vez que de pronóstico complejo, causantes de pérdidas anuales

millonarias (Brabb, 1989), (en Suárez, 1999). La mayoría de los deslizamientos pueden

evitarse si se identifican desde el inicio y se procede a su prevención, máxime cuando

existen sistemas de clasificación como los propuestos por Hutchinson (1968) y Varnes

(1958 y 1978), (en Suárez (1999), además de que resulta difícil distinguir entre deterioro

(falta de mantenimiento) e inestabilidad.

La pérdida de estabilidad en los taludes y laderas como fenómeno físico geológico, siempre

manifiesta más de uno de los elementos que se relacionan:

No es instantáneo sino que resulta un proceso progresivo.

Ocurre la rotura de la pendiente con acumulación de material en la base del talud o

ladera.

Los bloques de roca caen al pie de los taludes y escarpes.

Presencia de grietas de tracción. Uno de los elementos que siempre se ratifica.

Reptación del material blando (creep). Aspecto controvertido, pues varios casos no son

manifestaciones gravitacionales.

Árboles, arbustos, postes y demás objetos que se erigen normalmente verticales, se

muestran inclinados a favor de las pendientes (figura 1).

Cicatrices que corresponden a planos de rotura u otra discontinuidad.

Se reconocen además como grandes deslizamientos que implican el daño parcial o total de

las estructuras de las obras, aquellos relativos al hundimiento o deslizamiento de las

cimentaciones superficiales, el deslizamiento o rotura del terreno, debido a fuerzas

horizontales en cimentaciones profundas y el hundimiento o rotura de los muros de


4

contención (Muela, A., 2002). Aunque son aspectos que conciernen a cimentaciones, su

mención contribuye al conocimiento del alcance del fenómeno.

Figura 1. Deslizamientos en la carretera a Las Terrazas y carretera San Cristóbal-Bahía

Honda. Obsérvese la inclinación del poste eléctrico de madera y de las palmas en la imagen

de la izquierda y de la derecha respectivamente.

La susceptibilidad a los deslizamientos de las vías de interés nacional en Cuba, ha sido

estudiada mediante la evaluación de variables como las precipitaciones, vegetación,

hidrología, litología y pendientes, a escala regional (1: 250 000) (García y Ordaz, 2008).

Según este trabajo, de la longitud total de la red vial de montaña, correspondiente a la

carretera San Cristóbal Bahía Honda y CCM (117,20 km), 13,30 km clasifican como de

alta susceptibilidad frente a los deslizamientos, 36,50 km con susceptibilidad media y 67,40

km con susceptibilidad baja. De la longitud total de ambas vías, los tramos de

susceptibilidad alta y media, representan el 44% aproximadamente.

De acuerdo a los aspectos tratados se define como problema científico, la inestabilidad de

los taludes y laderas en las vías de montaña de la Sierra del Rosario, donde las condiciones

topográficas y geológicas (litológicas e hidrológicas) limitan notablemente, el uso de los

medios de sondeo tradicionales para las investigaciones, que en estos sitios se requieren,

además de que resulta imprescindible realizar trabajos in situ para definir el sistema de

discontinuidades y los parámetros de resistencia inherentes al estado meteorizado de las

rocas.


5

Objeto de estudio: Deslizamientos en laderas y taludes en carreteras de montaña de la

Sierra del Rosario.

Campo de estudio: Procedimiento para el cálculo de la estabilidad de taludes en viales de

montaña.

Objetivo general: Proponer un procedimiento de investigación de mayor racionalidad para

el cálculo de la estabilidad de los taludes, adaptado a las condiciones de la Sierra del

Rosario, con mayor incidencia de los métodos in situ.

Objetivos específicos:

1. Establecer las particularidades y limitaciones de los métodos tradicionales empleados

en la región de estudio para el estudio de la estabilidad.

2. Definir las propiedades y parámetros que participan del cálculo de la estabilidad de un

talud, así como los métodos de obtención de las mismas.

3. Diseñar un procedimiento para el cálculo de estabilidad de taludes, adaptado a las

condiciones de la Sierra del Rosario, con mayor incidencia de los métodos in situ.

4. Aplicación del procedimiento a casos de estudio.

La hipótesis que se sustenta en el presente trabajo, expresa que si se consigue una

categorización más rigurosa de las propiedades resistentes de suelos y rocas, será posible

entonces elegir correctamente las soluciones a la inestabilidad de los taludes, y trazar

estrategias para el mantenimiento de los mismos.

Tareas:

1. Revisión bibliográfica, fundamentalmente de los métodos más empleados para el

cálculo de la estabilidad de taludes.

2. Descripción de las condiciones físico-geográficas del área donde se emplazan las vías

de montaña.

3. Extracción y tabulación de las propiedades y parámetros que participan en los cálculos

de estabilidad de taludes.

4. Elaboración de un procedimiento para el estudio de la estabilidad de taludes adaptado a

las condiciones de la Sierra del Rosario y aplicable a sitios similares en Cuba.

La novedad científica de la investigación consiste en establecer un procedimiento de

investigación, que permita elegir en forma científicamente fundamentada, las soluciones de


6

estabilización de taludes y laderas en obras que respondan a las condiciones específicas de

la región de estudio. Hasta el presente se ha atribuido a la perforación el elemento de

mayor poder resolutivo y se han desconocido otras alternativas cuyo efecto es

incuestionablemente superior, porque permiten además el estudio del macizo rocoso para

cualquier tipo de acción constructiva.

Otros aportes que se derivan de la investigación, consisten en la caracterización

geomecánica de suelos y rocas meteorizadas en los sectores estudiados, y en la evaluación

de las condiciones de estabilidad de taludes y laderas en los casos de estudios

seleccionados.

CAPÍTULO 1. MARCO TEÓRICO-REFERENCIAL

Tesis de Maestría Capítulo 1

7

Capítulo I. Marco teórico-referencial

I.1. Historia de los trabajos anteriores

Los trabajos especializados en la solución de problemas, vinculados a los movimientos

gravitacionales en la Sierra del Rosario, se remontan a febrero de 1978, cuando en el km 8

de la carretera San Cristóbal-Bahía Honda ocurrió un deslizamiento rotacional en la

localidad conocida como Ojo de Agua.

En la investigación para calcular el talud óptimo (altura e inclinación), como garantía de la

estabilidad, se empleó el método de las dovelas o rebanadas. La obtención de las

propiedades físicas y de resistencia mecánica de los suelos se obtuvo por medio de cuatro

perforaciones hasta 21,0 m de profundidad, y se tomaron seis muestras inalteradas para

ensayos mecánicos y 21 muestras para ensayos de clasificación y compactación (Próctor),

(Stefanova, 1978).

En los últimos 15 años del siglo pasado se diseñó y construyó la red vial que conforma la

denominada Carretera Central de Montaña. En este caso se conjugó la necesidad de

comunicación de los asentamientos humanos de la Sierra del Rosario, con las complejas

condiciones geomorfológicas y climatológicas del territorio.

Sin embargo, la ocurrencia de los problemas y fenómenos geotécnicos comenzaron a

suceder, incluso antes de culminar el proyecto ejecutivo. A inicios del año 1987, ya

comenzada la ejecución de la vía, se emite la primera tarea técnica por la empresa

proyectista para investigar el deslizamiento ocurrido en el kilómetro 44, estación 680+0,00

(Deslizamiento Los Chivos) de la recién iniciada construcción, aún sin pavimentar.

En aquella ocasión se realizaron 4 perforaciones, con una profundidad variable entre 10,0 y

12,0 m y se tomaron muestras semi alteradas para determinar la humedad y el peso

específico en el terraplén, y muestras alteradas para obtener el índice CBR (California

Bearing Ratio). El objetivo trazado por los investigadores se encaminó a determinar, qué

grado de compactación tenían los materiales usados, con respecto al mínimo exigido por el

proyecto. Al hallarse por debajo del 95% el grado de compactación, el valor del Índice

CBR tampoco alcanzaba en el terraplén los valores usados para el diseño, ofrecidos como

resultado de ensayos de laboratorio (de la Torre, 1987).

Durante 1987 se sucedieron un grupo de investigaciones para los ramales Niceto Pérez-Mil

Cumbres-Sabanilla y Niceto Pérez-Cinco Pesos, llevadas a cabo por Quintans et al. (1987),


8

Labrador (1987), Barroso (1987) y de la Torre (1987), incluyendo estudios del trazado y

búsqueda de materiales locales para capa de sub base. Han resultado las primeras

investigaciones ingeniero geológicas para trazados viales en las que se caracterizó por sus

propiedades físico mecánicas la superficie de la subrasante o cimiento de la vía, tanto en

secciones en rocas como en suelos.

En 1996 ocurrió un deslizamiento en la carretera que une la Autopista Nacional con Las

Terrazas, a un kilómetro del entronque que conduce a dicha comunidad. Barroso (1996)

estudió este deslizamiento y recomendó los elementos básicos de la sección transversal

(altura y pendiente del talud).

Fundamentalmente las investigaciones permitieron detectar la existencia de un horizonte

acuífero somero, al que se atribuyó la inestabilidad. El paso del tiempo contribuyó a que tal

acuífero se convirtiera en manantial, 2013. El cálculo de la estabilidad empleado consistió

en la aplicación del método simplificado de Janbú (1954). En 2013 se realizó la captación

del manantial y se reparó el deslizamiento, conformando escalones en los cortes y taludes

del terraplén, como solución de estabilidad y protección contra la erosión, tal como sugiere

Candela (2002).

García y Ordaz (2007) publicaron el mapa de susceptibilidad a los deslizamientos de las

vías de interés nacional para la provincia de Pinar del Río (antigua división político-

administrativa) y el inventario de los deslizamientos reportados hasta ese momento,

vinculados a los viales (figura I.1 y tabla I.1). La información gráfica de esta investigación

confirma las potencialidades de la región a generar movimientos gravitacionales y justifica

la necesidad de realizar estudios de detalle con la finalidad de proponer soluciones óptimas

para la estabilidad de las vías de comunicación en el territorio.

Los eventos meteorológicos, fundamentalmente intensas lluvias y vientos, constituyen

factores disparadores de los deslizamientos. Este fue el caso de los deslizamientos

ocurridos en agosto del 2008, en el km 12 de la CCM, tramo Los Tumbos Las Terrazas, al

paso de los huracanes Gustav e Ike (figuras I.2 a I.5).


9

Figura I.1. Mapa de susceptibilidad a los deslizamientos, escala original 1: 250 000

(García y Ordaz, 2007).

Tabla I.1. Fragmento del inventario de deslizamientos para las vías de interés nacional de

la provincia (García y Ordaz, 2007).

Vía Situación X Y Susceptibilidad

San Cristóbal-

Bahía Honda

km 8,5 (Ojo de

Agua) 283320 327100 Alta

Carretera Central de

Montaña

km 25,5 (Cansa

Vaca) 262800 326500 Media


Montaña km 17 (Tres Pies) 268800 326400 Media


Montaña km 34 (La Daguilla) 277700 329800 Baja


Montaña km 44 (Los Chivos) 279500 329350 Alta


Montaña

km 30 (Campamento

La Perdiz) 279600 329300 Alta

Baja

Media

Alta


10

Vía Situación X Y Susceptibilidad


Montaña km 12 (Los Tumbos) 284000 330300 Media


Montaña km 19,5 (Sabanilla) 267700 326000 Baja


Montaña

1 km antes de Las

Terrazas 301950 336900 Alta

Candelaria-Circuito

Norte km 7-8 294000 330000 Baja

Candelaria-Circuito

Norte km 12 291500 333500 Alta

Figura I.2. Trayectoria del huracán Gustav (2008) sobre la provincia.


11

Figura I.3. Deslizamiento en la carretera a Las Terrazas, km 12 de la CCM, por efecto de

los huracanes de 2008.

Figura I.4. Vista de la sección transversal diseñada por el autor y construida para el tramo

nuevo tramo de la carretera a Las Terrazas, km 12.


12

Figura I.5. La vista anterior con los detalles de la sección diseñada.

Este movimiento gravitacional afectó 70 m de vía y exigió remover aproximadamente

27 952,00 m3 de suelos y más de 1 667,00 m3 de roca blanda (de la Torre y Chávez, 2008).

Vinculados a tales eventos meteorológicos, ocurrieron otros deslizamientos, entre los que

se cuentan:

1. El cercano a la comunidad Niceto Pérez, km 14, o Deslizamiento La Jabita, provocado

por la oclusión de la embocadura de una alcantarilla, generando la acumulación de

cuantiosos volúmenes de agua que provocó la pérdida de estabilidad de la ladera (de la

Torre y Chávez, 2009).

2. Deslizamiento La Narcisa, km 12 de la carretera San Cristóbal-Bahía Honda, un tramo

en corte con solución de pavimento rígido sin pavimentar, es decir, sin aplicación de

hormigón asfáltico, atendiendo a las elevadas pendientes de la rasante (de la Torre,

2009).

3. Kilómetro 32 de la Carretera Central de Montaña (cercano al Instituto Politécnico

Agrícola, IPA) no sometido a investigaciones, y que en 2012 aún resultaba inestable

con desprendimientos de rocas.


13

4. Las Lajas, km 38 de la citada vía, con recomendaciones relativas a los materiales a

emplear en la reparación del tramo deslizado de una senda de la vía, en una longitud

de 12,0 m y 4,0 m de profundidad, ocasionado por falta del drenaje superficial y mala

compactación de los materiales aplicados en una reparación anterior, llegando a exigir

el desplazamiento del eje longitudinal de la vía, para construir un nuevo tramo e

insertarlo por ambos lados a la carretera. Esta reparación requirió trasladar 1 600,00 m3

de suelo sobre camión desde un sitio situado a 36 km.

5. En el km 42 de la propia carretera el daño a una senda de longitud 12,0 m y 10,0 m de

profundidad, provocado por deslizamientos, debidos a la mala evacuación de las aguas

superficiales.

6. Kilómetro 44 de la CCM, Deslizamiento Los Chivos. Sección a media ladera (figura

I.6). En este lugar existía con anterioridad un deslizamiento al cual se le realizó un

proyecto técnico ejecutivo y con la ayuda de éste se ejecutaron algunas acciones

constructivas quedando por culminar lo que está proyectado, que en volúmenes de

materiales es aproximadamente unos 1 200,00 m3 de material de relleno con un ciclo de

transportación de 36,0 km y aproximadamente 50,0 m3

de hormigón hidráulico en

colocación de muro de contención con contén integral, con un ciclo de transportación

de 90,0 km; además se precisa que las aguas superficiales deben ser evacuadas hacia el

lateral exterior de la vía antes de llegar a este lugar. Aquí, la última decisión, expresada

oralmente por el proyectista principal de las carreteras de montaña en este propio año,

es la de construir un nuevo tramo de vía y no acometer más reparaciones incompletas.

Figura I.6. Deslizamiento del km 44 de la CCM, Los Chivos, luego de los huracanes.


14

7. Kilómetro 50 de la CCM, lugar conocido por Los Tres Pies. En este tramo de la

carretera se observó que el talud oeste había fallado en aproximadamente unos 15,0 m

de largo y 6,0 m de profundidad, producido por una mala evacuación de las aguas

superficiales en el lateral noreste de la vía. Se recomendó restituir el talud, utilizando

para ello el método de escalonamiento o terrazas, construir 20,0 m de contén integral,

estimándose que debió acarrearse desde un lugar distante 14 km un volumen de suelos

del orden de 2 400,0 m3, así como 40,0 m3 de hormigón hidráulico.

8. Kilómetro 52 de la CCM (Ramal Mil Cumbres Sabanilla). Aquí ocurrió que el talud

oeste falló en aproximadamente unos 5,0 m de largo y unos 8,0 m de profundidad, fallo

producido por una mala evacuación de las aguas superficiales en el lateral izquierdo de

la vía (Capote, 2012).

Sería insensato desconocer la reiteración de factores relativos a la mala compactación de

suelos y al deficiente drenaje superficial. Olalla (2000) sentenció que: en carreteras de

montaña una cuneta sin revestir es un camino que se le construye al agua. Todo lo que

aporta este testimonio, demuestra las implicaciones del factor antrópico, que se superpone a

los fenómenos naturales de la región, tanto de susceptibilidad a la ocurrencia de intensos

eventos meteorológicos, devastadores en la sierra y en el llano, a los de carácter sísmico

con iguales consecuencias, a los relativos al fuerte intemperismo de rocas y suelos, cada

uno de los cuales puede ser objeto de una profunda investigación.

A partir de 1990, año que puede fijarse como el inicio de la explotación de la obra

completa, ha sido preciso atender y resolver tareas técnicas por deslizamientos provocados,

principalmente, por las intensas lluvias del período húmedo y que se pusieron de manifiesto

en el pasado 2013, y se han debido al mal funcionamiento de los drenajes superficiales

(Deslizamiento La Narcisa, km 12 carretera San Cristóbal-Bahía Honda).

La acción del tráfico de vehículos pesados hacia y desde el plan porcino del lugar, las

intensas lluvias, más el aporte de todo el escurrimiento debido a la tubería desarticulada

sobre el corte del tramo, provocaron su deslizamiento, para el que hubo de diseñarse un

terraplén con dentellones, pues el sitio corresponde a un camino de acceso vehicular

(figuras I.7 a I.9). Una solución semejante de ladera inestable atravesada por un camino de

montaña, utilizó Oteo (2003).


15

Figura I.7. Rotura y desarticulación del drenaje superficial del tramo en corte, km 12, La

Narcisa, Carretera San Cristóbal-Bahía Honda, por efecto de las lluvias de junio y julio de

2013.

Figura I.8. Deslizamiento de la ladera y camino al plan porcino, fondo de la imagen,

ocasionado por el tráfico y el drenaje superficial desarticulado.


16

Figura I.9. Sección de terraplén diseñada con escalones para el deslizamiento de la abrupta

ladera por el camino de acceso al Plan Porcino, La Narcisa.

Por otra parte, en el km 5 de la carretera San Cristóbal-Bahía Honda, lugar conocido por

Ojo de Agua, el terraplén de una sección a media ladera fue objeto de la excavación de una

zanja para el tendido del cable de fibra óptica y la zanja quedó sin rehinchar, ignorándose y

violándose la Regulación Constructiva, RC-3010. Zanjas. Rehincho y Compactación. El

suelo saturado por las intensas y frecuentes lluvias del período húmedo de junio -julio de

2013, más el peso de la excavación sin rehinchar colmada de agua, produjo el

deslizamiento del terraplén (figura I.10).


17

Figura I.10. Deslizamiento Ojo de Agua, km 5 Carretera San Cristóbal-Bahía Honda. Fallo

del talud del terraplén. Sección a media ladera.

El cálculo del Factor de Seguridad (FS) se realizó para una sección transversal de altura

H=10,00 m e inclinación β=600 (pendiente = 1,75/1,00, y: h, aproximadamente), con los

siguientes valores de las propiedades físico mecánicas que participaron del cálculo:

= 20,00 kN.m-3, C = 43 kN.m-2 y = 160

Figura I.11. Sección transversal diseñada para el deslizamiento Ojo de Agua, km 5

carretera San Cristóbal-Bahía Honda.


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Se usaron los procedimientos de cálculo de Janbú y Taylor con las propiedades del suelo

arcilloso y se recomendó revestir la cuneta y el paseo con hormigón hidráulico, como se

indica en la figura I.11, atendiendo a que se producirían desprendimientos de los

fragmentos y bloques rocosos. La simbología usada para ilustrar la figura I.11 obedece a

que se trata de un corte de sedimentos proluviales, o sedimentos de los taludes montañosos

y pre montañosos (Pérez, 1978), formados por fragmentos de caliza acarreado por las aguas

de lluvias y la gravedad, en una matriz arcillo limosa.

En este propio orden de clasificaciones, Febles Elejalde (2005) en (García y Ordaz, 2008),

en su mapa a escala 1:250 000 de susceptibilidad de las formaciones geológicas de Cuba a

los deslizamientos, ha agrupado las formaciones geológicas en que resulta alta tal

susceptibilidad, entre las cuales se incluyen: Artemisa, Polier, San Cayetano, Arroyo

Cangre, Capdevila, Guane, Manacas, Paso Real, San Juan y Santa Teresa; considera

además los gabros, serpentinitas, depósitos marinos, aluviales, proluviales y deluviales,

estos últimos como sinónimo de los referidos en el párrafo anterior.

Por otra parte, refiere Jiménez (2000) que la alternancia de areniscas con esquistos y lutitas

en forma de flysch como se las denominó en años pasados a esta estructura de las rocas, son

con frecuencia inestables por iguales motivos que los suelos residuales; las capas

permeables actúan como canales a las aguas y presiones intersticiales y dan lugar a

deslizamientos a lo largo del lubricado contacto con las lutitas y esquistos, generalmente de

menor resistencia al corte. Una buena parte de los deslizamientos reportados y atendidos en

la Sierra del Rosario, están por completo asociados a las rocas estratificadas en capas poco

potentes, de textura foliada y en los depósitos de acarreo.

Otros deslizamientos fueron investigados en un medio donde se combinan el accidentado

relieve, un proyecto atípico de la carretera, una sección a media ladera con ancho de

calzada menor de 5,00 m, con su límite exterior muy próximo a la cresta de la ladera muy

empinada, y una elevada humedad ambiental. Es la vía de acceso a la torre portadora de

antenas en la loma El Salón, obra sólo concebida para trasladar a los trabajadores de la

instalación en vehículos ligeros como reza en el proyecto, de longitud próxima a 6,0 km,

pendientes mayores de 15 %, siendo la humedad notable en la superficie del pavimento,

con tramos que no reciben iluminación solar por los árboles frondosos crecidos a las orillas

de la vía, hojas caídas perennemente saturadas de agua, etc. (figura I.12). Todas las


19

secciones a media ladera muestran suelos impropios para terraplén de carreteras o mala

aplicación de los mismos, y debieron ser calculadas secciones transversales ya ejecutadas,

por sitios de acceso imposible al transporte pesado de los medios de sondeo (perforadoras),

aún desconociendo los métodos alternativos o procedimientos investigativos basados en

trabajos in situ, específicamente para la determinación de propiedades y parámetros, que se

abordan en esta investigación.

De los dos deslizamientos investigados en dicha carretera, el No. 1 exigió desplazar el

trazado y construir un nuevo tramo de vía, lo que exigió calcular la estabilidad de la sección

crítica de altura H = 16,50 m y apelar al recurso de construir bermas y escalonamiento del

talud, tanto para su estabilidad como para su protección, Candela (2002).

Figura I.12. Vista de la carretera a la torre El Salón. Obsérvese el reducido ancho de vía y

la frondosa arboleda.

En Mecánica de Suelos se estudia un caso práctico con la aplicación de la expresión de

Taylor (1948), que es el cálculo de la profundidad máxima que puede alcanzarse en una

excavación en suelos arcillosos, sin tener que entibar, (Sowers, B., y Sowers, F., 1975).

En este caso H es la profundidad que es necesario conocer, 0°, β=90°, C y son

conocidos por determinaciones de laboratorio y al factor de seguridad se le atribuye un

valor de 1,20 que es el habitual en entibaciones, así como m que en el ábaco de Taylor


20

Fellenius se aprecia para β=900, que es igual a 0,26 y la expresión dada puede resumirse a:

H=C/0,31 por lo que el escalonamiento de cortes y taludes puede ser calculado. Para el

escalón, H es su altura máxima en el plano vertical y para la huella el ancho se ha de tomar

el mayor posible, tanto porque recoge los desprendimientos que puedan producirse y

porque atenúa la velocidad del agua de escurrimiento, de manera que usando pendientes

suaves como las indicadas en este texto, m=1:2 (y/x) y 1:3 (y/x) se consigue que el escalón

resulte estable, para suelos que no son precisamente cohesivos por excelencia.

En la sección calculada y construida del Deslizamiento No. 1 de la carretera a la torre,

Figura I.13, se aplicó el escalonamiento o terraceo del corte, con las pendientes indicadas,

que resulta la única solución de protección a los taludes en corte y los taludes de

terraplenes, que se aplica en la reparación de deslizamientos en carreteras de la Sierra del

Rosario, acción que resultó común a todas las recomendaciones en los trabajos. La sección

diseñada inicialmente se muestra a continuación:

Figura I.13. Sección transversal diseñada y ejecutada para el tramo de desvío.

Deslizamiento No. 1 carretera a la torre El Salón. Expediente C-108.


21

El estudio de la estabilidad en las secciones a media ladera, como las mencionadas en

párrafos anteriores, comprende la estabilidad de los cortes, para la que se precisa dar altura

e inclinación con factores de seguridad aceptablemente confiables, estabilidad del terraplén

erigido sobre un cimiento que no es otro que la ladera cortada, lo que supone una gran

discontinuidad. Ver sección transversal en la Figura I.14:

Figura I.14. Sección Transversal esquemática de un corte a media ladera.

Sería óptimo que la ladera fuera cortada hasta alcanzar superficies aproximadas al plano

horizontal, lo óptimo y a la vez lo más costoso, pues exige mover cuantiosos volúmenes de

rocas e incluso usar voladuras controladas, de un monto económico que encarece

sobremanera los proyectos, como tal costosos, en condiciones naturales tranquilas,

introduce un gran impacto ambiental y donde no siempre es posible acudir a la denominada

compensación, es decir, usar para terraplén los propios materiales aportados por las

excavaciones, a pesar de que es la práctica más generalizada, so pena de levantar una vía de

comunicación cuyo tiempo de vida útil sea reducido, aún sin desconocer la poca intensidad

de tráfico de esas vías y la limitada tenencia de equipos y otros medios materiales

necesarios.


22

La práctica internacional conocida a través de la literatura sobre el tema, resulta salvar la

discontinuidad que resulta el contacto ladera-terraplén, empleando micro pilotes o bulones

como paliativo, claveteo según el término en España, entre otros medios, atendiendo a que

resulta más económico, que cortar la ladera hasta alcanzar secciones poco inclinada.

A partir de la experiencia acumulada por el autor, que debió atender las soluciones a los

deslizamientos, es de considerar que la mayoría de estos fenómenos ocurridos y la

existencia de zonas potencialmente inestables se deben fundamentalmente, a las propias

condiciones del macizo rocoso y a la acción independiente o integrada de otros factores.

La mayor parte de las secciones, relacionadas a taludes por partida doble, son las

representadas en la Figura I.14, talud rocoso cuya estabilidad es objeto de las

investigaciones y el talud del terraplén inducido que regularmente resulta el inestable, por

razones tales como el empleo de los materiales cortados, en la mayoría de los casos ineptos

como capas de sub base, atendiendo a la notable proporción de partículas planas y

alargadas, rocas de la Fm San Cayetano en un estadío intermedio de su meteorización ,

también rocas de la Fm Artemisa, y arcillas residuales, las arcillas por demás hidrófilas. Se

aduce las ventajas económicas de la compensación y la poca intensidad de tráfico promedio

diario por esas vías, pero hay que tener en cuenta, la transferencia de tensiones a las capas

de terraplén, x (esfuerzo horizontal)/ y (esfuerzo vertical, carga por eje múltiple dual

equivalente) que llegan a alcanzar valores de 0,66 y cuando se calcula el Factor de

Seguridad (FS) a los terraplenes, éstos resultan inestables. Serrano y Machado, (1980),

aseguran que no son las cargas por eje múltiple las que deciden la integridad del pavimento,

sino que las fuerzas horizontales, las normales de fricción pavimento-neumático más las

fuerzas de aceleración y frenado que trascienden a la sub-base, como las causantes del

deterioro. El ensayo California Bearing Ratio (CBR) aunque empírico, es una

manifestación de la resistencia al corte de los materiales. Klisarov (1978), fue de los

primeros, en Cuba, en afirmar que en carreteras ha de diseñarse por la resistencia al corte

no a la consolidación del suelo, como resulta común al diseño de cimentaciones

superficiales. A propósito señala Valle Rodas (1975), dedicado al estudio de los pavimentos

flexibles:


23

Como la mayor parte de las fallas en los pavimentos flexibles se debe principalmente al

desplazamiento, o sea, a la falla al corte, de los materiales que componen las diferentes

capas, existe hoy en día, la tendencia de diseñarse estos pavimentos, basándose en los

ensayos al corte.

La determinación de la resistencia al corte de un suelo, se puede hacer mediante una prueba

de corte directo o ensayos triaxiales, o simplemente midiendo la resistencia a la penetración

del material. Se confirma o se ratifica por los criterios y conceptos que maneja Jeuffroy

(1972).

En cuanto a los materiales aptos para terraplenes viales, se pueden citar varias alternativas,

todas probadas con éxito. Por ejemplo es frecuente que los materiales del grupo A-4,

pobres como capa de sub base clasificados por el procedimiento de Highway Research

Board, (HRB), pasan a pertenecer al grupo A-2 de comportamiento entre excelente y

bueno, con solo mezclarlos con residuos de cantera (Serrano,1989). Desde el último cuarto

del pasado siglo se conoce y aplica el carácter reciclable de los pavimentos viejos y hoy las

pavimentadoras más novedosas del mercado se basan en ese principio (Fresneda, A., 1983).

Son muy útiles como capa de sub base exclusivamente, las serpentinitas de la Sierra del

Rosario, que sometidas al llamado ensayo de intemperismo (Lobato, S., 1981), resisten

ciclos sucesivos de calentamiento y humedecimiento, sin mostrar disminuciones notables

en su resistencia a compresión, como otra alternativa, mientras la industria de la

construcción no resuelva su empleo como capa de base, atendiendo a la severa reacción

química entre sus hidrosilicatos magnésicos y el asfalto.

A esta nutrida fuente de posibilidades, puede incluirse el empleo de las llamadas calizas

margosas meteorizadas del Terciario, así denominadas por los constructores en el ámbito de

las Antillas, según asevera (Álvarez, R., 1988) dedicado al trabajos de carreteras en Cuba y

el exterior.

En el occidente cubano se ratifica esa consideración, pues las rocas aludidas no son otras

que las calizas y margas de la Fm Paso Real y sus contemporáneas de la Fm Güines. Los

territorios de Pijirigua, Cayajabos, El Rancho y San Pedro, son muy prolíferos en

materiales de tal tipo, como la pica del km 144 de la autopista Habana Pinar muy próxima a

la ciudad pinareña, que ha propiciado la disposición de materiales de sub base, a pesar de la

desordenada explotación que se hizo de la misma y aún con reservas, para el tramo de


24

autopista Consolación del Sur Pinar del Río, para la plaza provisional de la Revolución de

Pinar del Río, así como para la conformación de rellenos técnicos y resultan el tipo de

material más propicios para la estabilización de suelos, entre algunas de las experiencias del

autor en trabajos de tales tipos.

Además bajo la consideración de que la subrasante de una carretera es un semi espacio

sólido continuo, de acuerdo a Gibson en la Teoría de las Deformaciones Parciales, es

preciso atribuirle un valor del módulo de Poisson generalizado 0.50 y una arcilla no

puede alcanzar esos requerimientos y falla, por deformaciones plásticas dada su baja

resistencia al corte, indeseables en carreteras por el tipo de deformación que experimentan,

máxime pobremente compactadas, aseguran Dilla y Cano (1978), independiente del

procedimiento CBR Plus que convierte las arcillas en materiales hidrófugos, pero, que

resulta muy costoso.

Los pavimentos flexibles en su consideración, suponen el mayor costo productivo pues

suele representar entre el 40 y el 60% del costo de la vía y Machado (1989) afirma que los

aspectos que deforman y destruyen los pavimentos, en cuanto a proyecto son: mala elección

de los materiales y no tener en cuenta las acciones naturales y el drenaje. A la construcción:

heterogeneidad, falta de correspondencia de los materiales, compactación inadecuada y

tolerancia en las terminaciones. Los factores de carácter natural corresponden a la

temperatura, a los suelos y los hidrológicos y atribuye a la etapa de explotación, las

reparaciones fuera de término, Las experiencias propias en tales sentidos, son traídas a

colación ex professo por resultar una plena identificación con dicha problemática de las

carreteras, además de conocer que el empleo de rocas meteorizadas en su estadío

intermedio que se ha dado en llamar estado semi rocoso, están consideradas como

materiales cuya granulometría los hace susceptibles de agrietarse (Juárez, 1967), cuando se

emplean para compactación, atendiendo a su tendencia a no incorporar uniformemente el

agua que se riega durante el proceso, pues los fragmentos de roca blanda descompuestos

por la compactación luego del riego, quedan subhumedecidos, generando internamente

esfuerzos de contracción, en los volúmenes de poca humedad, lo que genera notables

grietas, de la Torre (1979).

El procedimiento investigativo una vez ocurrido un deslizamiento, impone la necesidad de

actuar con celeridad en el proyecto de soluciones y exige una notable explotación de la


25

maquinaria de construcción para la ejecución de desvíos y otros movimientos de tierra

conocidos como facilidades temporales: desvíos, cortes de laderas etc. A la vez deben

diseñarse nueva soluciones para el drenaje superficial y darle terminación. El único factor

de recurrencia, es que la mayoría de las secciones son a media ladera y la reparación es

menos costosa y más sencilla que el fallo de las laderas de los tramos en corte por

completo, principalmente en la carretera San Cristóbal Bahía Honda, más complejo y

voluminosos en términos técnicos y económicos; ningún caso guarda semejanza con los

anteriores.

La CCM desplegada de oeste a este por la Sierra del Rosario, es una de las obras de

ingeniería más voluminosa y compleja construida posterior a 1959 en la provincia, que

exigió disponer de una notable aplicación de las investigaciones ingeniero geológicas en

una sola etapa, mediante un procedimiento que incluyó la aplicación de los métodos

geofísicos eléctricos, magnetométricos y radiactivos, perforaciones tanto con equipos para

sondeos profundos como camión barrenador para sondeos de gran diámetro, poco

profundos, muy útil en la búsqueda de materiales de construcción con las especificaciones

para terraplenes de carreteras, así como realizar levantamiento geológico en grandes tramos

desbrozados. Es una obra, que por las precisiones del estacionado topográfico tanto

planimétrico como altimétrico, que sirvió de referencia a las investigaciones y que se

requirió para establecer la rasante de vía de cada tramo, facilitó el establecimiento de

contactos geológicos muy precisos, pues obedecen a escalas más detalladas que las usadas

en estudios regionales de levantamiento geológico. En determinado momento investigativo

constructivo, fue preciso dar soluciones a pie de obra relativas a las secciones transversales

a ejecutar, aprobar o no el uso de determinados materiales para capas de terraplén, pues el

avance ejecutivo era superior al correspondiente a la ejecución de los ensayos de

laboratorio geotécnico, aún cuando el mismo contaba con una buena dotación de equipos y

personal calificado.

I.2. Estado del arte

Hacia finales de la primera mitad del pasado siglo, específicamente D. W. Taylor publica

en 1937 su artículo “Estabilidad de Pendientes de Tierra” para recomendar el método de

análisis que lleva su nombre y K. Terzhagi en 1943 publica su libro Teoría de la Mecánica


26

de Suelos. Por su parte, Taylor en 1948, cinco años después, hace la publicación de los

Fundamentos de la Mecánica de Suelos. Ambos textos introducen en su contenido el tema

de la resistencia al corte.

De la primera mitad del siglo XX son también los llamados métodos suecos, en alusión a la

nacionalidad de sus creadores, quienes primero notaron la esencia de los deslizamientos

rotacionales, asociándolos a un cilindro de sección circular que rueda cuesta abajo. Bishop

y Fellenius fueron los autores del método de dovelas o rebanadas muy aplicado al cálculo

de estabilidad de taludes en presas de tierra, durante toda la segunda mitad del siglo pasado,

que se caracterizó en Cuba, por una notable proyección y construcción de obras de tal tipo,

fundamentales en la creación de embalses para almacenamiento de agua, suficientes para el

riego de cultivos tan importantes como la caña de azúcar y el arroz. Las presas homogéneas

demandaron la aplicación de los citados métodos, a base de cálculos manuales, pues

resultaron anteriores a las novedosas técnicas digitales. Es a partir del diseño y construcción

de presas de materiales locales, o sea de núcleo o prisma impermeable y espaldones de

diferentes materiales, que los métodos de dovelas pasaron a un segundo plano a pesar de

que son aplicables a cualquier tipo de terraplenes.

En 1950, Nilsen y Turner dan a conocer la primera referencia acerca de la relación entre la

lluvia y los deslizamientos. Surge en 1954 la tesis doctoral de Janbú bajo el nombre

“Análisis de la Estabilidad con Parámetros Dimensionales” y con ella el método de cálculo

de la estabilidad para cualquier tipo de deslizamiento, circulares y no circulares, que lleva

su nombre. Ese decenio fue pródigo en publicaciones sobre el tema, dado que Bishop junto

a Janbú dan a conocer “Análisis de Estabilidad en Superficies Circulares” (Janbú, 1954,

Bishop, 1955) y Talobre J. (1957) su libro “La Mecánica de Rocas Aplicada a Lugares

Públicos” con dos capítulos dedicados al estudio de los taludes en rocas. Varnes (1958) da a

conocer la primera clasificación formal de los deslizamientos.

Hubo hacia 1962 otras publicaciones relativas al tema, pero las principales se deben a N.R.

Morgensterm y V. Price (1965) quienes publican el artículo “Análisis de Estabilidad en

Superficies Deslizantes” en el que se incluye el método que lleva sus nombres.

Entre los primeros en usar la computación para los cálculos de estabilidad se cuentan R.V.

Whitman y R.W. Bailey (1967), pero las más notables y variadas publicaciones sobre esta

temática que aquí se aborda, se deben a Carrillo Gil que entre 1996 y 2003 hace minuciosos


27

análisis de los factores que deciden la estabilidad, principalmente en suelos, proponiendo

diseñar y calcular soluciones muy específicas, subrayando lo importante que resultan los

conocimientos geológicos para analizar situaciones de este tipo, cada una de las cuales es

diferente y constituyen casos particulares.

J. Suárez analiza los numerosos factores que intervienen en la estabilidad, aportando

sistemas de calificación de los parámetros (Suárez, 1998). Hacia el 2000 realiza estudios

sobre las avalanchas de tierra y aplica diferentes metodologías para la modelación de tal

fenómeno, los que publica en ese año final del pasado siglo, estudiando asimismo la erosión

y los factores que activan los deslizamientos así como la susceptibilidad de los diferentes

tipos de terrenos a estos movimientos gravitacionales. Se considera el aporte de sus

voluminosas publicaciones sobre el tema, pero no establece un método específico de

cálculo que, considerando los factores a tener en cuenta, propicien la solución de

estabilidad.

Kanji y otros (2003) definen los principales factores que influyen sobre la estabilidad, a

saber: intensidad de las lluvias, inclinación de las laderas, factores geológicos y

disponibilidad de los diferentes materiales a ser removidos y afectados por el movimiento

de masas. Presentan una metodología para evaluar la susceptibilidad de las diferentes áreas

a los deslizamientos, la que considera cinco grados de susceptibilidad. Esta clasificación se

considera incompleta, porque ignora determinados tipos de movimientos de masa y por

supuesto los factores a que obedecen.

Mora y Vahrson, a partir de numerosos estudios sobre fallos de taludes en el territorio

centroamericano, proponen también una metodología de cinco elementos principales para

la predicción de los deslizamientos, entre los que rezan: relieve, litología, humedad del

terreno, intensidad de las lluvias y sismicidad (Mora 1993), pero que adolece de la

información requerida para poder aplicar una solución de estabilización determinada.

A modo de resumen de las referencias apuntadas y contenidas en Chávez (2009), los

métodos de cálculo existentes se dividen en Métodos de Equilibrio Límite y Métodos

Numéricos. Entre los primeros se cuentan los Exactos (Rotura plana y Rotura por

acuñamiento) y los Métodos de Dovelas (Aproximados: Fellenius, Bishop y Janbú), y

Precisos: (Spencer y Sarma). Los métodos basados en ábacos corresponden a: Bishop,

Taylor así como Hoek y Bray. A este dueto de autores británicos corresponde una notable


28

contribución, como punteros del desarrollo de la ingeniería de los taludes en rocas,

particularmente por el aporte a los cálculos de estabilidad en los macizos rocosos

fundamentales para el medio geológico de Cuba con gran meteorización. Sus sucesores,

Duncan C. Wyllie y Christopher W. Mah con su libro Rock Slopes Engineering en el 2004,

basado en la tercera edición del texto de Hoek y Bray, presentan novedosos métodos para

deslizamientos rotacionales mediante modelos basados en la relación del agua con la

estabilidad. La existencia del software SLOPE también basado en Hoek y Bray, debido a

Edwin Bane (1999 y 2002), para deslizamientos traslacionales plano y por acuñamiento,

propicia un cálculo de estabilidad rápida y segura, que muestra incluso la posición relativa

de los arcos circulares que representan el ángulo de talud y de las discontinuidades.

Los métodos de cálculo de Fellenius y Bishop se estudian y aplican en la asignatura Presas

de Tierra de la especialidad de Ingeniería Hidráulica. En el occidente cubano se han

aplicado al diseño de presas, por ejemplo en las presas de tierra para regulación de avenidas

(Complejo Hidráulico San Juan), como uno de los casos en se concibieron factores de

seguridad suplementarios o adicionales, atendiendo a que el desbordamiento de la presa es

un factor que ocasiona daños catastróficos, del mismo modo que para la presa La Paila en

San Cristóbal.

CAPÍTULO II. CARACTERÍSTICAS FÍSICO GEOGRÁFICAS Y GEOLÓGICAS

DEL ÁREA DE ESTUDIO

Tesis de Maestría Capítulo II

29

Capítulo II. Características físico-geográficas y geológicas del área de

estudio

II.1. Situación geográfica

La parte occidental de la Sierra del Rosario corresponde a los municipios de Los Palacios y

La Palma de la provincia pinareña, y el resto de su territorio a la nueva provincia de

Artemisa, en predios de la Cordillera de Guaniguanico. A esta provincia se adjudicó toda la

red vial de montaña que se trata en este trabajo (figura II.1). El límite este de la Sierra del

Rosario se halla a unos 50 km de la ciudad capital del país.

La geometría de la Sierra corresponde a la parte más estrecha de la franja que representa a

la cordillera. El relieve es montañoso, fuertemente desmembrado, con cotas de 350-500 m,

son características las montañas con cimas redondeadas desprovistas casi de vegetación y

los mogotes típicos del carso cónico, a pesar de que Acevedo, M. (1977), en su

Clasificación y Descripción del Carso Cubano, no reconoce el carso de mogotes en la

Sierra del Rosario. Las elevaciones de montañas son relativamente bajas, extendidas de

forma paralela a la estructura geológica regional, formando colinas de curvas redondeadas.

Es muy notable la brusca disminución de las elevaciones hacia la parte oriental de la

región, bajando las alturas hasta 200-300 m. Al norte de las elevaciones de Cayajabos se

encuentra la zona de relieve bajo ondulado conocido como el Valle La Pastora, cuya

superficie ha sido labrada sobre los sedimentos blandos de las rocas del Eoceno, Fm.

Capdevila.

Por su flanco sur, la Sierra del Rosario está muy bien delimitada por la zona de falla Pinar,

mientras que por el norte el límite morfológico es también bastante abrupto, por la

presencia de la región ondulada situada entre Cabañas y La Mulata. Esta diferencia viene

dada, fundamentalmente, por la variedad de litologías de las distintas secuencias que se

desarrollan en el área. Hacia el oeste se extiende formando una franja alargada y

discretamente ancha. En la parte este de la Sierra del Rosario, se distinguen elevaciones

importantes como El Taburete de 422 m, la Loma del Mulo de 483,5 m y la Loma del Salón

de 544 m (García, 1997).


30

Figura II.1. Mapa de ubicación geográfica de la Sierra del Rosario y del vial central de

montaña.

II.1.1. Características climáticas

De acuerdo con su posición geográfica, las provincias occidentales son las más susceptibles

a los cambios atmosféricos de determinada intensidad, como los huracanes, tormentas,

depresiones o vaguadas, frentes fríos (nortes), etc. En Cuba, de clima subtropical, tienen

lugar dos estaciones anuales: un período húmedo, extendido desde los meses de mayo a

octubre, con temperaturas más elevadas, y un período seco, desde noviembre hasta abril,

donde se producen las temperaturas más bajas. Cada año el cambio climático se agudiza,

ocurriendo temperaturas máximas superiores que superan la media histórica de cada

estación.


31

Los vientos alisios ejercen su influencia, con mayor intensidad en los meses de marzo, abril

y diciembre, con una dirección predominante E-NE. En los meses del período seco se

producen en esta zona precipitaciones horizontales o neblina que, sobre todo durante la

noche y en las primeras horas de la mañana, pueden observarse en forma de nubes bajas o

niebla densa, que constituyen un probable aporte de agua para la subsistencia de los

organismos vivos durante la etapa de menos lluvias.

Figura II.2. Comportamiento quinquenal de las lluvias desde 1967 hasta 2013. Valores

ofrecidos por la Estación Meteorológica de La Palma.

Las lluvias o de una forma más general, el clima, producen erosión en los taludes y laderas,

sea de manera directa como indirecta, de acuerdo a su intensidad, a su duración, a la

alternancia de los períodos secos y los lluviosos, y a la dirección de los vientos.

El impacto de las gotas, el escurrimiento superficial, la infiltración y los ciclos de

humedecimiento y secado de los suelos y rocas implican expansiones y retracciones,

respectivamente, fenómenos estos muy relacionados a la intensidad de la radiación solar y a

la pluviosidad de cada sector de la región.

A todo esto contribuye la orientación del talud o ladera expuesta, su inclinación, la

velocidad del agua, la concentración de arrastres. Tanto el agua que se escurre como la que


32

se infiltra, resultan desfavorables a la estabilidad del macizo rocoso. La infiltración se halla

sujeta a la inclinación del talud, a su protección y a su permeabilidad.

La Sierra del Rosario cuenta con varias estaciones climáticas, una de las cuales ubicada en

La Palma, brindó los datos de lluvias ilustrados en la figura II.2, así como el

comportamiento de las temperaturas.

La principal estación se encuentra cerca de la comunidad Las Terrazas a 165 m S.N.M.,

prácticamente en el centro de la Reserva de la Biosfera, y en la misma se conservan datos

de 25 años de mediciones periódicas, mediante los cuales se observa que la temperatura

media multianual es de 24,4 0C y el promedio anual de precipitaciones es 2 013,9 mm.

Según los datos actualizados hasta 2013 y representando a los períodos quinquenales,

figura II.2, el promedio anual ha superado la cifra dada por la referencia que se consultó.

El mes que más lluvias ha mostrado es junio y el más seco diciembre; al mismo tiempo, los

meses más calientes han sido julio y agosto, y el más frío enero. La mayor variabilidad en

las precipitaciones ha sido registrada de mayo a octubre (meses más lluviosos), mientras

que las temperaturas más variables se han presentado de noviembre a febrero (meses más

fríos).

En cuanto a la evaporación, los valores encontrados fueron bajos en relación con otros

ecosistemas cubanos, con cifras inferiores a 9 mm en los meses iniciales del año y menores

de 6 mm en la época lluviosa (García, 1997).

El clima ejerce una influencia importante sobre la meteorización. Según Blight (en Suárez,

1999), las reacciones químicas se duplican cuando la temperatura del medio aumenta en

100C. La influencia de la temperatura y la humedad en la descomposición de las rocas ha

sido relacionada por Weinerts (1974) en Suárez (1999), por medio de un índice climático:

N= 12·EJ/Pa, donde EJ es la evaporación en el mes más cálido y Pa la lluvia anual

promedio. El valor de N=5 indica la transición de las condiciones cálida subhúmedas, en

las que predominan las reacciones químicas, y la condición cálida semiárida, en las que

predominan los fenómenos físicos. Donde N< 5, no deben esperarse grandes espesores de

suelos residuales. En la Sierra del Rosario los valores presentados de lluvias anuales

promedio, 2 013,9 mm, y evaporación de 9 mm, arrojan valores de N< 5. No obstante,

existen suelos residuales, y el hecho de que no sean capas potentes no niega el sentido de


33

que las rocas cuya meteorización las convierten en suelos arcillosos poco friccionantes,

implican poca estabilidad de taludes y laderas, manifestada de manera aguda..

II.2. Geología

La Sierra del Rosario se incluye dentro de las regiones geológicamente más interesantes de

Cuba, debido a la gran variedad de problemas tectónicos, estratigráficos y magmáticos, por

lo que constituye un punto clave en el desciframiento de la geología de Cuba y áreas

adyacentes.

La Unidad Tectónico-Estratigráfica (UTE) Sierra del Rosario presenta una serie de nappes

cabalgados como resultado de la compresión durante la orogenia cubana.

Varios investigadores (en Pszczolkowski, 1994) aceptan el criterio de dividir la Sierra del

Rosario en dos secuencias: sur y norte. La secuencia sur, donde abundan los depósitos

jurásicos, comprende las unidades tectónicas La Zarza, Mameyal, Caimito, Taco Taco,

Cinco Pesos y Los Tumbos. Mientras que en la norte, donde predominan las rocas

cretácicas de la Fm. Polier, se encuentran las unidades de Belén-Vigoa, Naranjo, Dolores,

La Serafina, Cangre y Sierra Chiquita. Su corte estratigráfico se extiende desde el Jurásico

hasta el Eoceno. La complejidad tectónica de la Sierra del Rosario se registra en el mapa a

través de las fallas de sobre corrimientos y del gran plegamiento de la zona.

II.2.1. Estratigrafía

El esquema estratigráfico moderno de la Sierra del Rosario parte de las obras de

Pszczolkowski (1978, 1982 y 1994). Como resultado del trabajo durante diez años en este

territorio, se considera una columna estratigráfica (figura II.3), que puede dividirse en cinco

secuencias de muy desigual duración, separadas entre sí por discordancias o cambios

litológicos notables, ellas son:

1. Secuencia del Jurásico Medio-Jurásico Superior (Oxfordiano Medio).

2. Secuencia del Jurásico Superior (Oxfordiano Medio)-Cretácico Superior

(Cenomaniano, localmente Turoniano?).

3. Secuencia del Cretácico Superior (Campaniano).

4. Secuencia del Cretácico Superior (Maestrichtiano Superior o límite K/T).

5. Secuencia del Paleoceno Superior-Eoceno Inferior.


34

Todas las secuencias están complejamente deformadas y cubiertas, posiblemente con

discordancias, por sedimentos del Eoceno Inferior (Fm. Capdevila). La secuencia inferior

está compuesta por capas de la parte alta de la Fm. San Cayetano. La formación tiene

típicos rasgos turbidíticos en la Sierra del Rosario (Haczewski, 1976, 1987; Cobiella et al.,

1997).

Según las descripciones que propicia el Léxico Estratigráfico de Cuba, las formaciones

geológicas reconocidas en la Sierra del Rosario, se describen del siguiente modo:

Fm San Cayetano

Litología diagnóstica: Intercalaciones de areniscas grises oscuras de grano fino y medio con

lutitas y limolitas arcillosas grises o grises oscuras. Al intemperizarse toman colores rojizos

y carmelitoso.

Relaciones estratigráficas: Se desconocen sus contactos inferiores. Está cubierta

concordantemente por las formaciones Artemisa (Miembro. La Zarza), Francisco y Jagua

(Miembro. Pan de Azúcar) y discordantemente por las formaciones Guane, Paso Real y

Villarroja.

Fm El Sábalo

Litología diagnóstica: Constituida principalmente por diabasas y basaltos y, en menor

cantidad, por calizas, dolomitas, limolitas, areniscas, argilitas y silicitas.

Relaciones estratigráficas: Su subyacente se desconoce. Está cubierta concordantemente

por el Miembro. La Zarza (Fm. Artemisa).

Fm Artemisa

Litología diagnóstica: Calizas micríticas bien estratificadas en capas finas a medianas,

calcilutitas, calcarenitas e intercalaciones de silicitas con radiolarios. En la base aparecen

esporádicamente limolitas y areniscas de grano fino.

Relaciones estratigráficas: Yace concordantemente sobre las formaciones El Sábalo,

Francisco y San Cayetano. Está cubierta concordantemente por la Fm. Polier y el Gr.

Buenavista (Fm. Santa Teresa) y discordantemente por las formaciones Cacarajícara,

Guanajay y Paso Real.


35

Fm Polier

Litología diagnóstica: Calizas micríticas, calizas margosas, areniscas cuarcíferas, esquistos

calcáreos y argilitas calcáreas.

Relaciones estratigráficas: Yace concordantemente sobre el Miembro Sumidero (Fm.

Artemisa). Está cubierta concordantemente por la Fm. Santa Teresa.

Fm Carmita

Litología diagnóstica: Calizas de distintos tipos, donde predominan las micríticas, a

menudo las silíceas y las detríticas, de colores blanco a crema claro y en menor grado

crema oscuro a rojo ladrillo, con intercalaciones de argilitas, limolitas, silicitas pardas y

rojas, areniscas calcáreas, calizas arenosas y margas.

Relaciones estratigráficas: Yace concordantemente sobre la Fm. Santa Teresa y

discordantemente sobre la Fm. Veloz. Está cubierta concordantemente por la Fm. Moreno

y transgresivamente por las formaciones Amaro, Arabos, Cacarajícara y Guevara.

Fm Moreno

Litología diagnóstica: Argilitas, calcilutitas, calcarenitas, calizas arcillosas, calizas

detríticas, calizas micríticas, areniscas polimícticas y grauváquicas.

Relaciones estratigráficas: Yace concordantemente sobre la Fm. Carmita y

discordantemente sobre las formaciones Pinalilla y Santa Teresa. Está cubierta

concordantemente por la Fm. San Miguel.

Fm Cacarajícara

Litología diagnóstica: Calcarenitas, brechas, gravelitas, calizas micríticas y arcillosas.

Relaciones estratigráficas: Yace discordantemente sobre la Fm. Artemisa y el Grupo

Buenavista (formaciones Carmita y Santa Teresa). Está cubierta discordantemente por las

formaciones Ancón y Manacas.

Fm Ancón

Litología diagnóstica: Calizas, calizas esquistosas, arcillosas, margas, brechas calcáreas con

fragmentos de calizas y de pedernales.


36

Relaciones estratigráficas: Yace discordantemente sobre la Fm. Cacarajícara y el Grupo

Viñales (formaciones Guasasa y Pons. Está cubierta concordantemente por el Miembro

Pica Pica (Fm. Manacas) y discordantemente por la unidad informal Olistostroma Vieja

(Fm. Manacas).

Fm Manacas

Litología diagnóstica: Areniscas polimícticas, limolitas, argilitas, calcarenitas, pedernales,

calizas, depósitos caóticos poli componentes de matriz aleurolítica, polimíctica con interca-

laciones de areniscas vulcanomícticas y pedernales.

Relaciones estratigráficas: Yace concordantemente sobre la Fm. Ancón, aunque en algunas

regiones lo hace discordantemente, de igual manera lo hace sobre la Fm. Cacarajícara y el

Grupo Viñales. Está cubierta discordantemente por la Fm. Guane.

Fm Capdevila

Litología diagnóstica: Areniscas, limolitas, arcillas, gravelitas, calcarenitas, margas, calizas,

grauvacas y conglomerados. Sus depósitos están bien estratificados.

Relaciones estratigráficas: Yace concordantemente sobre las formaciones Apolo, La

Majagua y Madruga y discordantemente sobre las formaciones Martín Mesa, Los Negros,

Orozco y Vía Blanca. Está cubierta discordantemente por las formaciones Cojímar,

Consuelo, Colón, Guanajay, Guane, Loma Candela, Nazareno, Paso Real, Punta Brava,

Santa María del Rosario, el Grupo Universidad y las capas Urría.

El contacto basal de la Fm. San Cayetano es siempre tectónico. El superior es concordante

con la Fm. Artemisa. Sin embargo, en algunos nappes, entre las formaciones Artemisa y

San Cayetano parece colocarse la Fm. El Sábalo (figura II.4), secuencia de diabasas y

basaltos toleíticos oceánicos con intercalaciones terrígenas en la parte baja del corte, pero

que hacia la parte superior contienen también abundantes estratos calcáreos (Cobiella,

1996a). Las mafitas provienen de un magmatismo de fisuras y en algunos afloramientos

presentan múltiples evidencias de estar plegadas de manera sin sedimentaria con los

sedimentos intercalados (figura II.3). Los sedimentos se acumularon en un ambiente

reductor.


37

Figura II.3. Columna estratigráfica de la Sierra del Rosario. Tomado de Cobiella (2000).


38

Figura II.4. Esquema de un afloramiento de la Fm. El Sábalo, en la Carretera de Montaña.

Tomado de Cobiella (1996).

Es notable la poca potencia de las rocas de la Fm. El Sábalo intercalada entre las rocas de la

Fm. San Cayetano, base del corte estratigráfico y Fm. Artemisa, figura II.4.

En aquellos lugares donde está presente la Fm. El Sábalo, los espesores de la Fm. Artemisa

se reducen considerablemente, lo cual es un indicio de que la acumulación de mafitas

originó formas positivas significativas en el fondo marino.

Los mayores espesores medidos de la primera formación son del orden de los 450 m. La

secuencia oxfordiana media-cenomaniana (localmente turoniana) se caracteriza por el

predominio de los sedimentos calcáreos, pero en ciertos intervalos hay abundantes

intercalaciones terrígenas y silicitas (figura II.4). La secuencia contiene las formaciones

Artemisa, Polier, Lucas, Santa Teresa y Carmita.

Es posible que la Fm. Pinalilla (Cenomaniano-Turoniano) forme parte de la columna,

aunque es necesario poseer más elementos sobre su edad. El rasgo más notable de la

secuencia es la presencia, a lo largo de casi todo el corte, de sedimentos calcáreos

finamente estratificados, constituidos principalmente por restos de organismos pelágicos.

Muchas de las calizas parecen ser depósitos de corrientes y no calizas pelágicas.

Conjuntamente con dichas calizas están otras intercalaciones calcáreas con restos fósiles de

fondos someros y rasgos turbidíticos en muchos casos.

Esta segunda variedad de calizas, proviene de la erosión de una plataforma carbonatada de

prolongada existencia, cuyo registro único es la Fm. Guajaibón de edad Albiano-

Cenomaniano (Díaz, 1984; Díaz y Furrazola, 1988; Gil et al., 1997). Las intercalaciones

terrígenas son relativamente abundantes en casi todo el corte cretácico bajo. Su presencia es


39

más notable en la Fm. Polier, donde tienen una clara génesis turbidítica y abundan las

areniscas mayormente cuarzosas. Mediciones de paleocorrientes en las areniscas indican un

predominio del paleotransporte dirigido hacia el sur (Pszczolkowski, 1978), aunque no son

raros los casos con paleotransporte E-W. Las intercalaciones de silicitas se presentan muy

esporádicamente en las formaciones Artemisa y Polier, pero constituyen la mayoría de la

unidad en la Fm. Santa Teresa y son también comunes en la Fm. Carmita. Algunos de estos

pedernales, especialmente en las formaciones Carmita y Polier, son secundarios, pero hay

silicitas primarias en la Fm. Santa Teresa.

La secuencia oxfordiana media-cenomaniana aparece en todos los nappes. El aspecto y

composición de cada formación es diferente en cada paquete de nappes. Este es un rasgo

muy importante a tener en cuenta en las futuras reconstrucciones paleogeográficas. En esta

secuencia se presenta el grueso de las manifestaciones superficiales de hidrocarburos en la

sierra y en sus equivalentes, en Martín Mesa y los yacimientos del norte de La Habana y

Matanzas. Es notable la similitud litológica y correlación con algunos sedimentos de los

yacimientos de la Faja de Oro del este de México (Wilson, 1980). El espesor total de la

secuencia oxfordiano medio-cenomaniana (turoniana) es del orden de los 500-600 m como

máximo, lo cual arroja una velocidad de sedimentación del orden de los 8-9 m por millón

de años. Los sedimentos se acumularon mucho más rápidamente en los inicios (Fm.

Artemisa) y considerablemente más lento después.

La tercera secuencia, del Campaniano, está separada por una discordancia de la

infrayacente. Está compuesta por la Fm. Moreno, de litología variable (calizas detríticas,

argilitas, pedernales, areniscas). Pszczolkowski (1978, 1987, 1994a) ha reportado aquí

areniscas vulcanomícticas e incluso tufitas. Estos rasgos hacen muy interesante la

formación que, sin embargo, ha sido erosionada casi totalmente de la sierra. El contacto con

la suprayacente Fm. Cacarajicara es tectónico.

Según Pszczolkowski (1994), el Mb. Los Cayos de la Fm. Cacarajicara están constituidos

por pedernales y argilitas, con intercalaciones de brechas calcáreas sin estratificación

visible. Sin embargo, en todos los puntos donde los autores observaron contactos entre

estas litologías ellos son siempre tectónicos.


40

El corte Oxfordiano-Cretácico de la Sierra del Rosario abarca esencialmente los sedimentos

del talud y de la cuenca al pie de un paleo margen continental pasivo.

Hay en sus capas múltiples evidencias de la presencia cercana de una plataforma

carbonatada, representada hoy en afloramientos sólo por la Fm. Guajaibón (Gil et al, 1996).

Sin embargo, en profundidad ella pudieran estar presente en algunos nappes, formando un

objetivo importante, conjuntamente con los sedimentos calcáreos más profundos del

Oxfordiano-Maastrichtiano, para la prospección de hidrocarburos, no solo en la sierra, sino

también en otras áreas de la Cordillera de Guaniguanico y sus alrededores.

No se conocen sedimentos del Paleoceno bajo. El Daniano parece haber sido una época

erosional o de no sedimentación en la cuenca de la Sierra del Rosario. La quinta secuencia

debió yacer con un contacto discordante, aunque su plano basal presenta rasgos tectónicos

en los raros puntos en que puede verse. Esta última parte de la columna estratigráfica está

representada por las formaciones Ancón y Manacas. La primera (calizas arcillosas) tiene

escasos afloramientos, aunque sus bloques parecen abundar en algunos cortes de la más

joven Fm. Manacas (Paleoceno Superior?-Eoceno Inferior) la cual es un depósito

olistostrómico, molido bajo los mantos tectónicos en avance y convertido en un melange.

El despegue de varios mantos tectónicos entre el Paleoceno tardío e inicios del Eoceno, va a

fragmentar en múltiples escamas los cortes acumulados intermitentemente durante unos

100 m.a. Todo este proceso está vinculado al paso de un gran manto ofiolítico-volcánico,

cuyos restos están presentes en la llamada zona de Bahía Honda (Pszczolkowski, 1994b),

sobre la cuenca de antepaís (foredeep) desarrollada en el borde de la placa norteamericana

en el Terciario temprano, representada por los depósitos sinorogénicos de la Fm. Manacas.

En el extremo oriental de la Sierra del Rosario, en el valle La Pastora (El Establo), y cerca

de Cayajabos, las rocas de la Sierra son cubiertas por la Fm. Capdevila. La naturaleza del

contacto no ha sido aclarada, aunque hay fuertes evidencias de que es discordante (Cobiella

y Hernández, 1990). En la Fm. Capdevila, compuesta por sedimentos terrígeno calcáreos,

en gran parte turbidíticos, se presentan algunos afloramientos con pliegues sinsedimentarios

(figura II.5).


41

Figura II.5. Horizontes con pliegues de deslizamiento submarino en las capas de la

Formación Capdevila (Eoceno Inferior), en la carretera Las Terrazas-Cayajabos. Tomado

de Cobiella y Hernández (1990).

II.2.2. Tectónica

La Sierra del Rosario se caracteriza por una tectónica compleja con los nappes como

elemento más notable, si bien no único, aunque son los elementos más ilustrativos de su

estructura (figura II.6) (Cobiella et al., 2005).

Se considera que los nappes que ocupan diferentes posiciones en el “edificio tectónico” de

la Sierra del Rosario, están representados por varias facies de los depósitos cretácicos y este

hecho puede considerarse en la clasificación de los nappes. Sin embargo, existe otro

fenómeno, la presencia de horizontes que originan grupos de nappes con diferentes rasgos

estratigráficos en los niveles estructurales, que puede conducir a una clasificación y

subdivisión más objetiva de los mismos.

Los principales horizontes son:

1. Fm. Manacas (Eoceno Inferior)

2. Fm.Moreno (Campaniano).


42

3. Base de la Fm. Guajaibón (Albiano-Cenomaniano).

4. Fm. Santa Teresa y el miembro Roble de la Fm. Polier (Aptiano-Albiano).

5. Base de la Fm. El Sábalo (Oxfordiano a Calloviano).

6. Horizontes de la parte alta de la Fm. San Cayetano (Oxfordiano).

A partir de lo anterior, el corte litológico de la Sierra del Rosario, se puede dividir en una

serie de paquetes de nappes, caracterizados individualmente por una estratigrafía propia

presentándose de arriba hacia debajo de la forma siguiente:

Paquete Guajaibón formado exclusivamente por la Fm. de igual nombre.

Paquete Quiñones constituido por las Fm. Manacas, Cacarajícara, Moreno, Pinalilla,

Santa Teresa y Lucas.

Paquete Las Terrazas que es un enorme melange, que comprende la Fm. Polier hasta la

Fm. Manacas.

Paquete La Caridad del que participan las Fm. El Sábalo, Artemisa, Polier, Santa

Teresa y Manacas.

Paquete Peña Blanca formado por la parte alta de San Cayetano y Artemisa.

Figura II.6. Esquema tectónico de la Cordillera de Guaniguanico y alrededores, mostrando

la disposición de los cortes mesozoicos, era secundaria. .


43

Es posible distinguir una dirección predominante en la dirección de las corrientes

superficiales principales (noroeste), la que coincide con el rumbo de estructuras tectónicas

que dividen la región en bloques, posiblemente originadas al final de los movimientos

compresivos, como resultado de estructuras heredadas, por movimientos relacionados con

esfuerzos de componente noroeste o bien, desarrolladas en fracturas secundarias que

aparecen durante la formación de la falla Pinar.

II.2.3. Características hidrológicas e hidrogeológicas generales

La red hidrográfica de la Sierra del Rosario es principalmente dendrítica, bastante densa,

pues presenta gran cantidad de afluentes, arroyos y cañadas. Los ríos que fluyen por la

Sierra lo hacen de norte a sur en su flanco meridional y al inverso en el flanco septentrional.

Son corrientes pequeñas en cuanto a caudal destacándose los ríos San Juan, Bayate, San

Cristóbal, San Claudio, Santa Cruz y San Francisco. Los valles generados por estas

corrientes son estrechos y profundos.

Como parte de la división en cuencas para la regionalización hidrogeológica de la

provincia, corresponden a la Cordillera de Guaniguanico, las cuencas artesianas

intramontanas de Los Órganos y del Rosario. A esta última corresponde un territorio de

826,8 km2 y limita por el norte con la cuenca volcánica de Bahía Honda, al sur con el

Escalón Pinar sur, al oeste con la cuenca Los Órganos y al este con la provincia artemiseña.

Las precipitaciones atmosféricas en esta cuenca son altas y llegan a alcanzar entre 1660 y

más de 2000 mm/año según datos actualizados hasta 2013 de la estación meteorológica de

La Palma, ver figura II.2.

En la constitución geológica general toman parte las escamas tectónicas y los depósitos

carbonatados de las Fm. Cacarajicara, Polier y Artemisa, las rocas vulcanógeno-

sedimentarias de la Formación El Sábalo, las rocas de la Fm. San Cayetano y entre los

planos de sobrecorrimiento los depósitos olistostrómicos de la Fm. Manacas. Las rocas de

San Cayetano y El Sábalo forman los complejos impermeables.

La recarga de los acuíferos se produce por la infiltración de las precipitaciones atmosféricas

que caen en el área y en especial en las numerosas, pero pequeñas cuencas cerradas

diseminadas por todo este territorio, que alimentan la circulación profunda de las aguas

cársicas y que fueron cartografiadas durante los trabajos de levantamiento geológico por


44

Martínez y Fernández de Lara (1988). Fueron determinadas zonas del corte que están

profundamente drenadas (Loma del Toro, norte de Soroa entre otras) y que corroboran la

hipótesis de la circulación profunda de las aguas cársicas. La descarga se produce

fundamentalmente por los manantiales cársicos en los valles y por los numerosos

manantiales sub-aéreos que drenan las elevaciones. Éstos se producen por la presencia de

las rocas de la Formación Polier, que tiene areniscas intercaladas que presentan una corteza

de intemperismo arcillosa, impidiendo la infiltración de las aguas de lluvia obligándolas a

salir en las partes altas de las montañas. Estas fuentes son aprovechadas por los campesinos

para abastecer de agua por gravedad a sus viviendas

Las aguas subterráneas dulces se localizan fundamentalmente en los conductos cársicos con

drenaje superficial, en las grietas y zonas tectónicas abundantes en el área. En cuanto a

mineralización de las aguas de esta cuenca, predominan los tipos hidrocarbonatadas

cálcicas y sódicas sulfurosas en concentraciones inferiores a 1,0 g/L. En las zonas donde las

aguas están impregnadas de asfalto, calizas recristalizadas perforadas para la cimentación

de los puentes San Marcos I y San Marcos II (nota del autor), son ricas en materia orgánica

bituminosa, éstas inundan el corte hasta profundidades de 300-400 m, más abajo se supone

que yacen aguas sulfurosas predominantes, tampoco se excluye la presencia de salmueras

en el corte (Cabrera, 2002). Los caudales de las numerosas fuentes que existen en esta

cuenca varían desde fracciones de L/s hasta 80-100 L/s. Los parámetros de los acuíferos no

han sido determinados pues prácticamente no existen pozos con pruebas de bombeo en la

región (Cabrera et al., 2004).

CAPÍTULO III. MATERIALES Y MÉTODOS UTILIZADOS

Tesis de Maestría Capítulo III

45

Capítulo III. Materiales y métodos utilizados

En el capítulo se hace una descripción de los materiales empleados para la evaluación de

taludes. Esto se logra a partir de las experiencias de trabajo del autor en investigaciones

ingeniero geológicas dirigidas a diseñar secciones transversales estables. En la segunda

parte del capítulo se aborda detalladamente el procedimiento de investigación propuesto.

Este se concentra fundamentalmente en potenciar el empleo de métodos in situ aplicados a

evaluar la estabilidad de taludes en macizos rocosos.

III.1 Caracterización de la información y herramientas disponibles

Los principales materiales empleados durante la investigación se pueden dividir en

materiales cartográficos y datos geotécnicos. Dentro de los materiales cartográficos

empleados, se pueden citar las hojas topográficas 3584-I-c “Bahía Honda”, 3584-IV-c

“Sierra del Rosario”, 3584-II-c “Los Cayos”, 3584II-b “Soroa”, 3584-I-d “San Diego de

Núñez”, 3584-III-d “Sabanilla”, 3584-II-c “Niceto Pérez” y 3584-III-b “Pan de Guajaibón”,

todas a escala 1:25 000, edición I de 1985. Sobre las citadas planchetas se trazaron los

tramos de vías que comprende la Carretera Central de Montaña: Mil Cumbres-Sabanilla-

Niceto Pérez, Niceto Pérez-Ciro Redondo y Ciro Redondo-Los Tumbos-Soroa-Las

Terrazas.

Posteriormente, con el empleo de sistemas de posicionamiento global (GPS), se

determinaron las coordenadas de los deslizamientos seleccionados como casos de estudio y

se realizó el levantamiento de discontinuidades en los mismos.

Para el pronóstico de estabilidad de los taludes, según el procedimiento que se describe en

el epígrafe III.2, se emplearon fundamentalmente las propiedades físicas y los parámetros

de resistencia que requieren los métodos existentes. Los valores de estos parámetros se

obtuvieron a partir de investigaciones de deslizamientos representativos en el área de

estudio (tablas III.1, III.2 y anexo III.1).


46

Tabla III.1. Selección de investigaciones de las carreteras de montaña.

Código del informe Nombre de la obra

SC-221 CCM. Niceto Pérez-Ciro Redondo (km 4 al km 8)

C-052 Trazado Soroa-Los Tumbos (km 6 al km 8). CCM

C-109 Trazado Vial Las Terrazas. CCM

P-221 Carretera Fierro-Niceto Pérez

SC-039 Carretera La Muralla-Ciro Redondo. Deslizamiento Ojo de

agua.

C-108 Deslizamiento No.1 carretera a la torre El Salón

C-109 Deslizamiento No.2 carretera a la torre El Salón

C-079 Fallo del Terraplén. Variante de acceso a Las Terrazas.CCM

SC-225 CCM Niceto Pérez-Ciro Redondo (Km 12 al 18)

SC-352 Deslizamiento Ojo de Agua km 5 y La Narcisa km 12 de la

carretera San Cristóbal Bahía Honda.

C-058 Vial Soroa San Diego de Núñez. Km 0.00 al 4.00.CCM

SC-018 Puente Río San Cristóbal. Carretera Los Tumbos-Soroa.

SC-020 Viaducto Carretera Cinco Pesos-Los Tumbos.CCM

SC-156 Viaducto Ojo de Agua-La Muralla.

SC-214 Carretera Mil Cumbres-Sabanilla-Niceto Pérez. Km 12 a

Estación 90.90. CCM

SC-215 Carretera Niceto Pérez-Ciro redondo. Tramo km 0 al km 4.

SC-218 Carretera Mil Cumbres-Sabanilla. CCM.

SC-221 Carretera Niceto Pérez-Ciro Redondo. Tramo km 4 al km 8.

SC-223 Carretera Niceto Pérez-Ciro Redondo. Tramo km 8 al km 12.

SC-224 Puente Vial Soroa-Los Tumbos-Ciro Redondo. San Cristóbal.

SC-225 Carretera Niceto Pérez-Ciro Redondo. Tramo km 12 al km

18.43.


47

Código del informe Nombre de la obra

SC-227 Carretera Los Tumbos-Ciro Redondo desde Estación 8+0.00 a

la Estación 1442+7.97.

SC-230 Terraplén Carretera Niceto Pérez-Ciro Redondo. Estación 680.

SC-257 Carretera Central de Montaña. San Diego de Núñez-La

Machuca.

SC-311 Deslizamiento Los Chivos.

Tabla III.2. Resumen con los valores promedio y valores de cálculo o diseño de las

propiedades físicas y parámetros de resistencia.

Estado inalterado Meteorizado. Estadío final.

Observaciones

(kN/m³)

c

(MPa)

C

(MPa)

(grados)

(kN/m³)

C

(MPa)

(grados)

Rocas. Fm. San Cayetano (J1-J3). Areniscas cuarzo feldespáticas. 22,50 27,29 4,26 34,1 21,32 0,0220 15,4 (Xmed) 22,17 23,17 3,.87 31,0 21,01 0,.02 14 (Xd)

Rocas argiláceas o rocas arcillosas. Fm. San Cayetano (J1-J3). 22,30 15,00 3,00 37,0 20,09 0,0554 8 (Xmed) 22,63 12,75 2,70 33,3 20,40 0,0504 7 (Xd)

Esquistos arcillosos (J1-J3) 0,0506 17,6 17,22 0,0297 12 (Xmed)

20,60 0,046 16,0 17,47 0,027 11 (Xd) Serpentinitas

22,00 28,25 4,29 57,40 19,42 0,0220 14,52 (Xmed) 22,33 24,10 3,86 51,66 19,72 0,02 13,20 (Xd)

Calizas Fm. Artemisa (J3) 23,91 25,79 3,62 37,90 19,73 0,09 11 (Xmed) 24,26 21,92 3,29 34,46 19,44 0,08 10 (Xd)

Calizas finamente estratificadas. Fm. Polier (K1). Estado meteorizado 18,50 0,018 23 (Xmed) 18,77 0,0162 21 (Xd)

Brechas. Puente Los Tumbos-Soroa 23,50 31,40 5,00 55,00 (Xmed) 23,85 26,69 4,50 49,50 (Xd)

En la tabla III.2 y anexo III.1 están recogidos y procesados los valores de las propiedades y

parámetros de resistencia, aportados por los expedientes de archivo, sobre investigaciones


48

para carreteras en la Sierra del Rosario. La aplicación de la estadística en el procesamiento

de los datos sobre las propiedades de rocas y suelos presentados en la tabla III.2, se basó en

la Norma GOST 20522-75, ratificada en el 2014, Procesamiento estadístico de las

propiedades físicas y parámetros de resistencia mecánica (para 6 determinaciones como

mínimo), la que establece:

Donde Xm es el valor normativo o media aritmética, Xi es el valor de la propiedad

procesada y n el número de valores de la propiedad.

Xd= An (1±ρ)

Donde Xd es el valor de diseño y ρ es el Coeficiente de Precisión de la Estimación. La

propiedad se mayora o se minora de acuerdo al signo que signifique el cálculo del llamado

lado seguro.

Donde = t de Student, valor que se obtiene de tabla de Spiegel (1972) para un nivel de

probabilidad confiable (una cola), en función de k= n-1 y k los grados de libertad. Para

escoger los valores de diseño, la probabilidad se toma atendiendo a lo siguiente:

Diseño de cimentaciones por estabilidad, =95 %.

Diseño de cimentaciones por deformación, = 98 %,

Diseño de cimentaciones muy importantes o riesgosas, = 99 %.

En el procesamiento de propiedades y parámetros dados en la mencionada tabla, se tomó

para el 95 % de probabilidad confiable. La norma GOST 20522-75 recomienda el uso de

los valores del coeficiente de variación V y de precisión de la estimación ρ a usar cuando se

dispone de menos de 6 valoraciones de la propiedad:

1. Procesamiento estadístico a la resistencia a cortante en laboratorio, [ = f ( )], V=0,20-

0,30 y ρ = 0,10. La variable a la que se le aplica el tratamiento estadístico es , variable

dependiente, o en defecto de las seis valoraciones que establece la norma, se utiliza el

valor de como minoración aplicado al esfuerzo cortante correspondiente a cada

presión normal aplicada, que es la variable independiente. La envolvente de rotura se


49

construye con la ecuación paramétrica de la línea de regresión mínimo cuadrática con

de cálculo y cuyo resultado aporta los valores de C y tan , como valores de cálculo a la

ecuación paramétrica de la línea recta: = C+ .tan .

Como criterio de rechazo para los valores incorrectos o dudosos de los datos, dentro de los

límites de un estrato o capa, se eliminan siguiendo el criterio de rechazar los valores

máximos o mínimos del conjunto de valores que no cumplan la condición:

MED - i < CM, y

Moya y Cruz (1988).

La Norma SNIP-11-15-74 (en Daskkó, y Kalgán, 1980), usada durante muchos años,

establece para C y tan la aplicación de un Coeficiente de Seguridad Ks = con el mismo

significado ya dado para ρ. De tal manera, usando ρ = 0,10, Ks = 0,90, valor que se usa

para los parámetros de diseño en aplicaciones con pocas valoraciones de la resistencia al

corte, es el mismo que recomienda la Norma GOST 20522-75.

2. Peso específico ( ): V= 0,05 y ρ = 0,015. En el caso de este trabajo D = MED (1,015)

SNIP-11-15-74 establece para el uso de ρ= =1,015.

3. Resistencia a compresión simple en rocas: V= 0,40 y ρ = 0,15· D = MED (1-0,15=

0,85).

CAPÍTULO IV. PROCEDIMIENTO PARA EL CÁLCULO DE LA ESTABILIDAD

DE TALUDES

Tesis de Maestría Capítulo IV

50

Capítulo IV. Procedimiento para el cálculo de la estabilidad de taludes

Se propone un procedimiento para la evaluación de las condiciones ingeniero geológicas

del macizo rocoso con vistas a evaluar la estabilidad ante cortes de diferentes geometrías.

El procedimiento consta de cinco etapas (figura IV.1):

1. Ubicación espacial del sitio de estudio.

2. Evaluación de propiedades físicas y parámetros de resistencia.

3. Levantamiento de discontinuidades estructurales.

4. Cálculo del factor de seguridad de la sección transversal óptima.

5. Cálculo del factor de seguridad de terraplenes en cortes a media ladera.

IV.1. Ubicación espacial del sitio de estudio

Para la ubicación espacial del sitio de estudio, es preciso disponer de las coordenadas

rectangulares sobre una base cartográfica, del punto donde se requiere una investigación

para evaluar la estabilidad de taludes y laderas, o las coordenadas de los extremos de un

tramo de vía que precisa de tales trabajos.

A partir de ese conocimiento, está indicado dirigir la búsqueda de la documentación en

archivos especializados, es decir, orientados a las investigaciones ingeniero geológicas

sobre esta temática o en su defecto, de otros tipos de obras donde se incluyan los aspectos

geológicos y geotécnicos que interesan a estos fines. La posesión del mapa geológico de la

región de estudio a la escala más detallada posible, es un elemento que permite una primera

noción geológica sobre el lugar de interés.


51

Figura IV.1. Diagrama de flujo del proceso investigativo para el estudio de la estabilidad

de taludes.

Ubicación espacial del área de estudio

-Selección de la base

cartográfica del área.

-Levantamiento topográfico

a escala de detalle.

-Revisión de los expedientes

de archivo de interés.

-Evaluación de las

propiedades y parámetros

de resistencia de suelos y/o

rocas a partir de:

-Ensayos de Laboratorio.

-Ensayos in situ.

-Referencias de archivo.

Levantamiento de discontinuidades:

Fronteras entre estratos.

Fallas.

Grietas.

Foliaciones, etc.

Determinación del patrón

de falla que rige el cálculo

y diseño de la sección

transversal

Cálculo del factor de

seguridad (FS)


52

Fundamentalmente, se valoran aspectos como la geomorfología, tectónica, hidrogeología

etc., que facilitan al investigador la elaboración de su programa de trabajo adecuado al

grado de detalle con que se solicitan los estudios. Para la ubicación espacial del área de

estudio, es de gran importancia que la solicitud de investigaciones, aporte elementos

importantes acerca de la obra, entre los que se destaca, el tipo de explotación que se dará a

la misma, es decir, conocer a priori su uso concebido, es un factor según el cual se planifica

la densidad de puntos de sondeos, la escala del levantamiento ingeniero geológico, la

aplicación de métodos geofísicos de superficie, que son los procedimientos de trabajo más

habituales.

El nivel de exactitud que exige la ubicación inicial en el área de estudio está supeditado a la

etapa de las investigaciones y a la categoría de la obra, la que incluye el tiempo de

explotación para la que se concibe. Estas ideas no pueden desconocer la importancia del

levantamiento topográfico a escala de detalle que se confeccione para la investigación,

porque de otro modo no sería posible obtener secciones transversales alternativas con las

cuales evaluar la estabilidad.

IV.2. Evaluación de propiedades físicas y parámetros de resistencia

Para evaluar las propiedades físicas y los parámetros de resistencia mecánica, el diapasón

de los procedimientos es amplio, teniendo en cuenta que la obtención de muestras en estado

natural no transcurre igual en el caso de suelos que de rocas.

En suelos, el uso de la perforación aplicando la penetración dinámica estándar, con

muestreador de cuchara dividida o cuchara de Terzhagi, permite explotar el amplio surtido

de correlaciones empíricas acreditadas (tabla IV.1), sobre todo en los casos en que los

suelos, por lo general pertenecientes a la corteza de meteorización de las rocas in situ,

incluyen cierta proporción de la fracción gruesa gravosa, que imposibilita la obtención de

muestras para ensayos mecánicos de compresión simple, de corte directo y de ensayos

triaxiales. No obstante, existen y se usan los muestreadores especiales en suelos arcillosos,

tubos de paredes delgadas conformados por aleaciones de bronce (Shelbys), hincados con

la presión hidráulica del equipo de sondeo de manera controlada según la norma acreditada,

dada su muy limitada resistencia a la hinca. Existen en el mercado internacional


53

muestreadores para suelos granulares, tubos dobles Denninson y Ostemberg, pero no

proporcionan muestras inalteradas.

Tabla IV.1. Correlaciones empíricas a partir del parámetro Nspt (ensayo de penetración

dinámica estándar.)

Correlación Autor Observaciones

=200 + 3,5 (NSPT)1/2 Muromachi (1974) Con una incertidumbre de

5 %. Para suelos

granulares.

qa = (Nspt)(B) (1+D/B)1/30 Meyerhoff (1965) qa =Carga admisible en

kg/cm2, suelos granulares,

B=Lado menor del

cimiento (m), D=

Profundidad de desplante

(m)

Rangos de Nspt:

0-4

4-10

10-30

30-50

50

Peck, Hanson y Thornburn

(1973)

Confiabilidad alta en

arenas:

Muy sueltas

Sueltas

Medias

Densas

Muy densas

Log qC = 0,999 log (Nspt)

+0,869 0,037

Dahlberg en Jiménez

(1974)

qC = Carga de trabajo en

arenas gruesas, expresada

en kp/cm2 (kilo libras/cm2)

E edom =5,37 (Nspt+5) Webb (1974) E edom en kg.cm-2, para

arenas arcillosas saturadas

qu =(Nspt)/(4) Webb (1974) qu = Resistencia a

compresión (kg.cm-2). En

arcillas


54

Correlación Autor Observaciones

qu =(Nspt)/(5) Webb (1974) qu = Resistencia a

compresión simple (kg.cm-

2). En arcillas limosas

qu =(Nspt)/(7,.5) Webb (1974) qu = Resistencia a

compresión simple (kg.cm-

2). En arcillas areno

limosas

Su =4 Nspt Schertmann (1975) Su es la sensitividad de las

arcillas, poco sensitivas.

En kPa

Su = 6 Nspt Schertmann (1975) Su es la sensitividad de las

arcillas, sensitivas. En kPa

Nspt= 15+1/2(Nspt´- 15) Juárez (1975) Nspt bajo el nivel freático

La aplicabilidad y el alcance del parámetro Standard Penetration Test (SPT) en los

parámetros del subsuelo se consideran del siguiente modo:

Moderado en el cálculo de la densidad relativa de las arenas, el tipo de suelo y el perfil

estratigráfico. Limitado en los siguientes casos: el valor del ángulo de fricción interna ( ),

de la resistencia al corte y la compresibilidad del suelo (mV y Cc). Alta aplicabilidad en la

determinación de la resistencia a la liquefacción y Nula para la obtención del módulo de

deformación (E) y la presión de pre consolidación, así como para la obtención de la

relación vs. (Salgado, 2010).

De manera general, siempre existen alternativas para entregar al laboratorio geotécnico

suficientes muestras de suelo bien preservadas para disponer de las propiedades y

parámetros de resistencia al corte, tratándose de suelos arcillosos, imprescindibles en los

cálculos. Otra alternativa es el labrado in situ de monolitos preservados con malla textil y

parafina.


55

La perforación y muestreo de especímenes de rocas con el diámetro y altura mínima,

esbeltez mínima, resulta prácticamente imposible en las condiciones cubanas actuales. En

estos años se cuenta con una muy limitada cantidad de porta testigos, provenientes de

tecnología prácticamente en desuso. Los frentes de cortes o coronas, generalmente de

aleaciones de tungsteno o diamante industrial, prácticamente han perdido sus propiedades

abrasivas debido al tiempo de fabricación, apenas efectivos en rocas postneogénicas. Aún

contando con la tecnología de perforación usada actualmente en otras dependencias

investigativas, se han de realizar trabajos in situ para la debida caracterización del macizo

rocoso. El empleo del Martillo Schmidt, a modo de ejemplo, es una herramienta alternativa.

Existen numerosos casos específicos en los que para juzgar la estabilidad no se precisan

más que discretos, en términos económicos, equipos para pruebas in situ, y un volumen de

trabajos de campo no muy dilatado y capacidad de respuesta en plazos breves. Tales

medios y el alcance que conceden, por demás suficientemente conocidos sobre todo luego

de ser encontrados en la literatura recomendada, han proporcionado una gran motivación

pues representan una novedad en el ámbito de las investigaciones aplicadas, aumentando el

alcance de respuestas rigurosas, rápidas y bien argumentadas para soluciones de proyectos,

más allá del ámbito que concierne a los cálculos de estabilidad de taludes. Hasta el

presente, las investigaciones ingeniero geológicas en áreas montañosas han generado

volúmenes altos de gastos de recursos materiales y muy limitada capacidad de respuesta.

El empleo de estos métodos (pruebas in situ) es extensivo a otros tipos de obras de

montaña, donde es obligado prescindir de las perforaciones y se han dado soluciones de

cimentación en macizos rocosos meteorizados, para estructuras solicitadas por esfuerzos de

compresión y tracción, es decir, cimentaciones especiales. Por ejemplo, el punto de enclave

de las cimentaciones principales del Canopy Viñales.

IV.2.1. Métodos alternativos

En este sentido se relacionan el uso del Esclerómetro de Reflexión (NC-ISO-1920-7-2013)

o Martillo Schmidt tipo L (González. de Vallejo, 2002). Un segundo método in situ para las

condiciones cubanas es el Ensayo de Carga Puntual (PLT).


56

En la Unidad de Investigaciones para la Construcción de Pinar del Río se cuenta con el

Martillo Schmidt tipo N, diseñado para la medición de la resistencia a compresión del

hormigón hidráulico y, a partir de las siguientes correlaciones de conversión, se pueden

determinar los parámetros de resistencia en rocas, lo que de modo directo se facilitaría en

posesión de un Martillo Schmidt tipo L:

Método analítico:

LL = 32, 17 ln LN – 88, 2291

Log RC = 0. 00088 V LL + 1. 01

Donde:

LN: Valor de la lectura obtenida con el martillo tipo N,

LL: Valor de la lectura anterior transformada a su equivalente del martillo tipo L para ser

introducida en la expresión de cálculo de RC o C,

RC: Resistencia a la compresión en MPa,

V: Peso volumétrico de las rocas en kN/m3.

El Martillo tipo L se usa para estimar la Resistencia a Compresión (RC) de las rocas,

mientras que los martillos N y NR se usan para estimar la RC del hormigón hidráulico. Las

mediciones con el Martillo Schmidt deben hacerse de acuerdo a las especificaciones de la

Regulación Constructiva, RC 2017, las cuales deberán ser interpretadas y adaptadas a

macizos rocosos a partir de un análisis profundo donde prime el sentido común del

profesional responsabilizado con la tarea. El martillo tipo L está diseñado para ensayar

componentes estructurales de hormigón hidráulico, de paredes delgadas, con espesor menor

de 4" (100 mm) o en núcleos de rocas. Este martillo tiene un impacto de 0,74 N/m, 1/3

menos que la energía del martillo tipo N y usa una escala en N/m2. (Tomado del Manual de

Operación Silver Schmidt y Hammerlink. Editorial Proceq, Suiza, 2013) (figura IV.2).


57

Figura IV.2. Nomograma para determinar C a partir de la medición de impactos del

martillo Schmidt tipo L y del peso volumétrico de las rocas (Hudson y Harrison, 2005).

Otra herramienta indicada es el equipo para la determinación de la Resistencia a la Carga

Puntual (PLT), representado por el Índice de Resistencia a la Carga Puntual (Is) (NC-28-

1999 y ASTM 5731). Resulta un equipo sencillo, ligero y de fácil manipulación (portátil).

Su principal aporte se basa en establecer correlaciones entre Is y C (resistencia a la

compresión simple), donde:

IS = Índice de Resistencia a la Carga Puntual =P/D2 (P=fuerza en Newton, D= diámetro en

mm para ensayos diametrales) y De=4·A/ en ensayos axiales, tanto en testigos de


58

perforación como en fragmentos de rocas, donde De=diámetro equivalente en mm, A=área

en mm2.

A propósito, Hudson y Harrison (2000) determinaron la relación existente entre el Índice de

Resistencia a la Carga Puntual y la resistencia a la tracción simple, y además usan el

llamado Método Brasiliano de resistencia al corte, para lo cual propusieron la relación:

)

en la que P es la fuerza aplicada, D es el diámetro de la muestra si se trata de una probeta

cilíndrica, o la dimensión mayor de una muestra irregular, y L es la longitud de la probeta o

el espesor de la muestra, atendiendo a que D2 usado en el ensayo de Puntual Load Test

(PLT), puede ser sustituido por el producto D·L.

El ensayo de PLT permite conocer además el llamado Índice de Anisotropía (Ia), a través

del cociente Is (50) PERPENDICULAR/ Is (50) PARALELO, obtenidos del ensayo con fuerzas

axiales, paralelas y diametrales, perpendiculares, existiendo formas de correlación con los

resultados del ensayo con testigos de otros diámetros.

Singh y Gahooee (1989) evaluaron el intemperismo en la superficie de las discontinuidades

mediante el uso del Martillo Schmidt y calcularon el llamado Índice de Meteorización, Wc

= C/JCS, usando la resistencia a compresión de las rocas intactas C (en MPa), y Joint

Compression Strength (JCS), la resistencia a compresión en las discontinuidades, también

en MPa.

Las correlaciones que permite la prueba PLT son amplias y entre ellas se cuenta con:

Según Bieniawski (1975): C intacta = (14+0.175d) Is,

Según González de Vallejo (2002): C =23(IS),

Según Gavilanes (2009): C =24 (IS),

Según Cargill y Shakoor (2013): C = 13+23(Is)

Estas correlaciones no están condicionadas a testigos o núcleos de 50 mm de diámetro,

pues existen modos de conversión cuando los núcleos son de otros diámetros o son de

forma irregular, como ya se indicó (NC-21-1999). La importancia de disponer del

parámetro C de manera directa por ensayos de compresión simple en el laboratorio sigue


59

resultando un recurso rápido y expedito, incluso con muestras irregulares tomadas en el

campo y luego conformadas con geometría cúbica usando la sierra de corte, elemento que

facilita llegar a las correlaciones que tipifiquen a las rocas del medio físico de estas

investigaciones.

Del mismo modo es importante obtener en el laboratorio el valor de V o peso volumétrico

de las rocas, atendiendo a la consideración de varios autores, en el sentido de que son

notables las variaciones del peso volumétrico que suele experimentar las rocas de una

misma formación geológica, en localidades diferentes (González de Vallejo, 2002).

Otro recurso disponible, pero limitado a sectores con fuentes de potencial eléctrico de 220

V, es la perforadora eléctrica con coronas de diamante, de diferentes diámetros, que facilita

disponer de testigos cilíndricos a partir de muestras tomadas en el campo. Pueden ensayarse

en el laboratorio y comparar los resultados con los obtenidos por los métodos in situ

(Martillo Schmidt y ensayo de PLT).

En este sentido, algunos autores han establecido dependencias entre C (Resistencia a la

compresión) y T (Resistencia a tracción simple):

T = (0,128) C +0,014 para rocas del Neógeno en Pinar del Río (García y De la Torre,

1996). Usando las ecuaciones de correlación de Freund (1983).

Entre el 14 y el 16 % de C para rocas sedimentarias (Duncan, 1999).

Entre el 5 y el 10 % de C para cualquier tipo de roca (González. de Vallejo, 2002).

Entre el 8 y 10 % de C (Gavilanes, 2009).

Ambos parámetros ( C y T), permiten calcular los valores de C y por el método

Brasiliano.

Los métodos de cálculo en macizos rocosos incluyen el empleo de la proyección

estereográfica así como los datos de resistencia de las rocas por los métodos alternativos

aquí tratados y, en ciertos casos, la práctica de un simple método de campo, que se ilustra,

en bloques rocosos sin cohesión con discontinuidades, así como en testigos de perforación,

en laboratorio, para medir el ángulo de resbalamiento de las grietas ( ), ensayo Tilt Test o

prueba de inclinación, debida a Barton (1981) en González de Vallejo (2002) (figura

IV.3).Tal ensayo permite determinar el ángulo de rozamiento de las discontinuidades sin

cohesión o el ángulo básico de discontinuidades lisas, a partir de los cuales se puede


60

determinar o apreciar el ángulo de fricción interna residual y el coeficiente de rugosidad de

las discontinuidades, JRC.

Figura IV.3. Muestra del método de campo para estimar el valor de ( ).

Tilt test o prueba de inclinación.

Uno de los métodos, el método analítico (según criterios empíricos de Barton y Choubey,

1976) propone: P= JRC·log JCS/ N + r donde:

P = Ángulo de fricción interna pico o crítico del macizo en el área de las discontinuidades

r = Ángulo de fricción interna residual.

r = ( BÁSICO - 200) +20 (r/R).

BÁSICO: Ángulo básico de fricción interna de la roca inalterada (obtenido a partir de

superficies planas y valores residuales). Se puede obtener mediante tablas de acuerdo al

tipo de rocas. Varía entre 17 y 490, (anexo III.1) y como promedio puede usarse 30-330.

R es el Índice de rebote del martillo Schmidt medido en la superficie de la roca y r el

mismo índice, pero medido en la superficie de las discontinuidades.

JCS = Resistencia a Compresión de las discontinuidades (Strength Compression Joints),

medida con el Martillo Schmidt.

N= ·H, que son el peso volumétrico de la roca y la altura de talud respectivamente.

JRC: Coeficiente de Rugosidad de las diaclasas (entre 0 y 20), simplificado hasta (figura

IV.4)


61

JCS fue conseguida usando la ecuación de Miller (1985) que es:

Log JCS = 0,00088 R+1,01 donde es el peso volumétrico de la roca (kN/m3) y R es el

índice de rebote del martillo Schmidt medido en la superficie de la roca (Henry, 2008).

Figura IV.4. Representación gráfica para la elección de JRC ó

Coeficiente de Rugosidad de las discontinuidades, a partir del Peine de Barton.

(Tomado del Catálogo de Ensayos de Rocas, 2010)

Esta ilustración para la elección de JRC (figura IV.4) permite conseguir valores precisos,

para testigos de 10 cm de longitud, muy práctico y efectivo, pero requiere las correcciones

por factor de escala más abajo descritas, en caso de evaluación de discontinuidades en

longitudes mayores que 10 cm que es lo más habitual en la práctica.

A los perfiles de rugosidad estándar definidos por Barton (1997), se incorporan otros

métodos para la estimación de JRC; en este caso Olalla, (2000) propone:

Donde: JCS: Resistencia a la compresión en el área de las diaclasas (en kPa). (Strength

Compression Joints).


62

Factor de escala

Los valores de JRC de Barton obtenidos por vía empírica (figuras IV.4) corresponden a

juntas o grietas de 10 cm de longitud. Para evaluar estas discontinuidades en longitudes

mayores, han de realizarse las correcciones por el llamado factor de escala, para el que

Barton y Bandis (1980) determinaron que, cuando la discontinuidad sea LN con respecto a

L0 = 10 cm:

JRCN = y JCSN =

Según Olalla (2000), las limitaciones del procedimiento estriban en que la relación de

Barton da valores de fricción muy altos para esfuerzos de compresión bajos sobre la

discontinuidad, por lo que no debe usarse para tensiones N tales que JCS/ N>50 y en tal

caso ha de usarse un ángulo de fricción constante igual a: P = r + 1,7 JRC.

Para completar la descripción del agrietamiento, se pueden emplear varias metodologías de

tipo cualitativo; aquí se ofrecen dos, la que aparece en Martínez (2011) y la empleada por

Wardell Armstrong (2013), ambas clasifican la rugosidad (R) de la siguiente forma:

1) Espejos de fallas planos (Suave, rugoso).

2) Espejos de fallas ondulantes (Suave, rugoso).

3) Espejos de fallas escalonados (Suave, rugoso).

En cuanto al relleno de las grietas:

1) Sin relleno, grietas de cizalla.

2) No suavizado grueso.

3) No suavizado medio.

4) No suavizado fino.

5) Suavizado grueso.

6) Suavizado medio.

7) Suavizado fino.

La tercera metodología propuesta, es muy útil para hacer una evaluación del macizo rocoso

de carácter cuantitativo, tratándose de la clasificación de Bieniawski (1984,1989) (en

Suárez, 1999), para los macizos rocosos por medio del Rocks Mass Rating, (RMR), que


63

utiliza cinco parámetros básicos para la clasificación y evaluación de sus propiedades e

incluso dada la actualización de Duncan y Mah (2000) disponer de los parámetros

imprescindibles en el cálculo de la estabilidad: la cohesión y el ángulo de fricción interna.

Un sexto parámetro es de ayuda adicional en la evaluación de problemas específicos.

Concebido originalmente para túneles y aplicaciones mineras, ha sido extendido al diseño

de taludes y cimentaciones. Los cinco parámetros usados para determinar el valor de RMR

son:

-Resistencia a compresión simple (qU o C). R1

-Calidad de la roca para diseño (RQD). R2

-Espaciamiento entre las discontinuidades. R3

–Condición de las discontinuidades. R4

-Condiciones hidrogeológicas. R5

Clasificación geomecánica de los macizos rocosos.

Clase Descripción Rango de RMR Cohesión* (kg/cm2)

Ángulo de fricción interna*(0)

I Roca muy buena 81-100 4 45

II Roca buena 61-80 3-4 35-45

III Roca firme 41-60 2-3 25-35

IV Roca pobre 21-40 1-2 15-25

V Roca muy pobre 0-20 1 15

*Según versión actualizada del año 2000 (Duncan y Mah en Engineering Rocks

Mechanics).

RMR=

Esta clasificación de Bieniawski (1984, 1989), puede ser considerada como un resumen de

los procedimientos ya tratados, con el elemento adicional de los parámetros de resistencia

al corte propuesto por la actualización de (Duncan y Mah, 2004), que representan un

complemento, en el trabajo de comparar tales parámetros, pero obtenidos por medio de las

mediciones in situ de la resistencia a compresión para la obtención de CRÏTICO y la

obtención del índice Is por medio de la prueba de PLT, con la cual y por medio de las

correlaciones existentes e indicadas en esta texto, conseguir C y T.


64

Figura IV.5. Gráficos para la obtención de los parámetros R1, R2, R3, R4 y R5. Método de

Bieniawski (1984 y 1989).


65

Nótese que el sexto parámetro es el que corresponde a una aplicación específica y se trata

de la afluencia de agua a un túnel, expresada como gasto en l/min, para una longitud del

mismo de 10 m.

No disponiendo de los métodos de medición in situ presentados, pueden obtenerse los

valores de C (resistencia a compresión simple) en condiciones de meteorización, a partir de

los valores dados para la resistencia a compresión de las rocas en estado inalterado, según

se presenta en la tabla III.2 y anexo III.1, atendiendo a que a partir de C se estimará T

(resistencia a tracción simple) y con ambos se calcula C, la cohesión y , el ángulo de

fricción interna. Para ello puede emplearse el coeficiente (ηDE), de debilitamiento

estructural por efecto de los fenómenos de la geodinámica, descrito en Martínez (2011)

empleando el gráfico de ηDE vs. L/C (figura IV.6), donde L es la longitud máxima del frente

expuesto y C es el número de grietas en dicha longitud.

Figura IV.6 Gráfico de la relación ηDE vs. L/C. (Tomado de Martínez, 2011)

Conociendo las características estructurales y de yacencia de las capas se pueden inferir los

coeficientes de debilitamiento estructural (ηDE) por medio de la tabla IV.2.

Tabla IV.2 Valores de ηDE de acuerdo al estado de agrietamiento del macizo. (Tomado de

Martínez, 2011).

DESCRIPCIÓN CATEGORÍA ηDE


66

DESCRIPCIÓN CATEGORÍA ηDE

Monolítico. Capas >1,00 m de espesor. Muy firme 1

Capas de 0,50-1,0 m. Máximo dos sistemas de

grietas. Firme 0,7

Capas <0,50 m. Máximo tres sistemas de grietas. Débilmente firme 0,3

Regiones muy fracturadas. Con tres o más sistemas

de grietas. Muy débilmente firme -

De no existir la posibilidad de obtener los valores de resistencia a partir de los métodos ya

descritos (Martillo de Schmidt, laboratorio, a través del ensayo de PLT), pueden emplearse

otras variantes. En este sentido, el Instituto de Minas de Leningrado, San Peterburgo, se

sugiere un valor de minoración adicional, reológico, por el efecto del tiempo sobre la

resistencia de las rocas, conducente a establecer que M = (ηDE) (ξ) [ C] INTACTA y propone

que:

Para rocas de comportamiento plástico ξ: entre 0,6 y 0,9 (Figura IV.7, a).

Para rocas de comportamiento frágil: ξ entre 0,9 y 1,0 (Figura IV.7, b).

Figura IV.7. Comportamiento típico de las rocas bajo régimen tensional, F=f (ε). Casos

Dúctil plástico (a), Rígido plástico (frágil) (b). (Martínez, 2011).

IV.3. Levantamiento de discontinuidades estructurales

Abundando en los factores que contribuyen a la pérdida de resistencia del macizo rocoso

por efecto del régimen de esfuerzos actuantes en toda su historia geológica, expresados


67

mediante coeficientes, Deere (1980) en Martínez (2011) evalúa los frentes de talud o

laderas de acuerdo al espaciamiento entre grietas (tabla IV.3). La consideración del número

de sistemas de grietas a evaluar no debe exceder a tres (figura IV.8).

Tabla IV.3. Clasificación de los macizos geológicos por su estado de agrietamiento (Deere,

1980).

DESCRIPCIÓN ESPACIAMIENTO ENTRE

GRIETAS TIPO DE MACIZO

Muy espaciadas >3,00 m Sólido

Espaciadas 1,00-3,00 m Masivo

Moderadamente unidas 0,30-1,00 m Bloqueado

Unidas 50-300 mm Fracturado

Muy unidas <50 mm Triturado

Figura IV.8. Ilustración del número de sistemas de grietas a evaluar, en el levantamiento

de detalle de discontinuidades. Duncan y Mah (2005).

El levantamiento de las discontinuidades de carácter estructural requiere de las mediciones

del azimut del buzamiento y de su ángulo de buzamiento. Ambos elementos son

importantes para la representación de los arcos circulares o grandes arcos correspondientes


68

a cada discontinuidad y el arco, principal para cualquier falla, que representa al plano de

buzamiento del talud, en la proyección estereográfica.

En la geología, especialmente en la geología estructural y en la cristalografía, se necesita un

método para visualizar la orientación de los planos geológicos en diagramas. El problema

principal es que los planos cubren las tres dimensiones (orientación de un plano) y un papel

tiene solamente dos dimensiones. Entonces se usan las proyecciones para reducir un objeto

tridimensional a un gráfico (diagrama) de dos dimensiones y como sólo se representan

ángulos, la proyección resulta equiangular, no hay distorsión como resultaría de

representar distancias (Grien, 2006) (figuras IV.8 hasta la IV.11).

Figura IV.9. Presencia de grietas conjugadas contemporáneas en uno de los deslizamientos

de la carretera de acceso a la torre El Salón.


69

Figura IV.10. Ejemplo del empleo de la proyección estereográfica con la representación

del plano de talud (o contra talud) y de los estratos. Deslizamiento de la carretera de acceso

a la torre El Salón.


70

Figura IV.11. Aplicación de la proyección estereográfica en la interpretación del tipo de

falla que predomina (Duncan y Mah, 2005).

Las superficies de deslizamiento forman diferentes tipos de fallas las que pueden ser

clasificadas en:

Falla plana. Obsérvese que tanto el talud como la discontinuidad se manifiestan por arcos

circulares ( T y 1), en trazo continuo y discontinuo, respectivamente, de similares azimut

y ángulos de buzamiento. Además los polos están concentrados (figura IV.11, a).

Falla de cuña. El arco de talud ( T) en trazo continuo, y los correspondientes a los planos

que se cruzan ( 1 y 2) en trazos discontinuos, cortan al plano del talud. Los polos están

separados (figura IV.11, b).

Fallo por volcamiento. Aquí las capas de rocas resistentes de modo gradual se van

separando del talud. Observar que la dirección y sentido de la inclinación del plano del


71

talud, es opuesta por completo al de las capas que se separan y los polos están concentrados

porque las capas que se deslizan son aproximadamente paralelas. Este tipo de deslizamiento

no se calcula (figura IV.11, c).

Discontinuidad orientada al azar. Sólo se representa el plano del talud. Como la orientación

es al azar, los polos están dispersos por toda la malla (figura IV.11, d).

IV.4. Cálculo del factor de seguridad en taludes

El cálculo del factor de seguridad (FS) obedece a la condición siguiente:

FS=

De manera general y de consenso internacional, los deslizamientos pueden ser clasificados

en aras de la simplificación, en dos grandes grupos: rotacionales y traslacionales.

Deslizamientos traslacionales

Los deslizamientos traslacionales, que corresponden a los macizos rocosos, se pueden

dividir en: planos y de acuñamiento. El cálculo de FS para este tipo de deslizamientos se

debe a las expresiones de Hoek y Bray (revisadas en 1981). Los deslizamientos planos

pueden subdividirse en: planos de bloque (figura IV.12) y planos de cuña (figura IV.13), de

acuerdo al sitio donde se localice la grieta tensional: en la coronación del talud (a) y en el

frente del talud (b). Este último es recomendable emplear cuando en el macizo rocoso los

planos de estratificación y de agrietamiento forman retículos.


72

Figura IV.12. Esquema y sección transversal de un deslizamiento plano (de bloque).

Figura IV.13. Esquema y sección transversal de un deslizamiento plano (de cuña).

El más complejo de los deslizamientos traslacionales en taludes rocosos, corresponde al

acuñamiento, siendo el tercero de los casos dentro de los deslizamientos traslacionales. Este

tipo de deslizamiento, según la literatura consultada (Duncan y Mah, 2004), suele

presentarse para un rango de condiciones geológicas y geométricas, mucho más amplias

que para los deslizamientos traslacionales planos ya presentados, se considera un

componente importante de la ingeniería de los taludes rocosos y ha sido extensamente

discutido en la literatura geotécnica, presentándose los trabajos de Goodman (1964), Wittke

(1965), Londe (1965), Londe et al. (1969 y 1970).

Existen nomogramas o cartas que pueden ser usadas para encontrar el FS del acuñamiento,

para los casos en que la fricción interna es el único componente de la resistencia al corte y

no existen fuerzas externas tales como presión de agua o sobrecargas externas actuantes

sobre la cuña. En este caso:

Los factores adimensionales A y B, pueden ser encontrados a partir del ángulo de

buzamiento, y de la dirección o azimut del buzamiento de cada plano. Los valores de esos

coeficientes o factores han sido computados para un rango de geometrías de las cuñas, con

los resultados presentados como una serie de nomogramas, figuras7.8-7.15 del Capítulo 7:

Wedge Failure del texto Rocks Slope Engineering (Duncan y Mah, 2004). A modo de

ilustración se presenta el nomograma de la figura 7.8, en la figura IV.14:


73

Figura IV.14. Nomograma de la figura 7.8 para el cálculo de los coeficientes A y B.

El software SLOPE, al serle solicitada la opción WEDGE (acuñamiento) e introducirle los

datos dip direction y dip angle así como los valores de Ci y i de cada discontinuidad

responde, si ambas discontinuidades forman ángulos oblicuos, con el cálculo FS y

respondiendo en caso contrario, que no se cumplen las condiciones para la ocurrencia de

este tipo de fallo.

Por otra parte, el fallo por volcamiento es considerado un tipo de deslizamiento, el cual no

se calcula y obedece a la consideración de que: b . Aquí se aplica la segunda ley de

Newton (ver Anexo IV.1).

Además, se han desarrollado otros métodos para el cálculo del factor de seguridad en

taludes conformados por macizos rocosos, entre ellos el de Fisenko (1965)..

C.L. Fisenko (1965) en “Geología Aplicada a la Ingeniería. Geodinámica Aplicada a la

Ingeniería” de V. D. Lomtadze (1983) establece métodos de cálculo del factor de seguridad

para medios homogéneos e isotrópicos y para medios heterogéneos y anisotrópicos,

atribuyendo la anisotropía a la presencia en el corte de rocas estratificadas, por lo que se


74

excluye en casos de rocas masivas, y considera la siguiente expresión para determinar la

altura de un talud vertical, H90 que considera el estado crítico:

C es la cohesión, β es el ángulo de buzamiento de la estratificación presente en el frente del

talud, es el ángulo de fricción interna y es el peso específico. Si H90<H del talud real,

éste resulta inestable.

De cumplirse tal condición, H90<H es preciso calcular la inclinación del talud con la cual

resulta estable, por medio de la siguiente expresión:

Entonces, (tan para proyecto) = siendo el ángulo e talud y N es el factor de

seguridad que se aplica, igual a 1,50.

Deslizamientos rotacionales

Los deslizamientos rotacionales o circulares (la superficie deslizante se representa por un

arco circular), pues semejan un cilindro de sección circular que rueda cuesta abajo. Los

deslizamientos de tal tipo se aplican a suelos y rocas blandas, y además existe la

consideración (Duncan y Mah, 2004) de que los macizos rocosos muy meteorizados y

agrietados fallan de tal modo. También se aplican a taludes en rocas estériles o

escombreras.

El cálculo de la seguridad, FS, para este tipo de deslizamiento puede llevarse a cabo por el

método de Taylor (1948) con el empleo del ábaco de Taylor-Fellenius. También se calculan

por los llamados métodos de las dovelas o rebanadas, en ocasiones nombrados métodos

suecos, porque llevan el nombre de sus creadores: Método simplificado de Bishop, Método

ordinario de Fellenius y el llamado Método simplificado de Janbú, considerado universal

pues es aplicable a cualquier tipo de superficie de deslizamiento, sea o no circular. Estos

métodos de dovelas requieren de iteraciones de los cálculos, atendiendo a que se basan en

hipótesis con indeterminaciones. Fellenius ignora las fuerzas inter dovelas, a fin de que

resulte un método estáticamente determinado. Es el método más simple y a la vez el más


75

conservador, pues proporciona los valores de FS más bajos y es exclusivo de los

deslizamientos rotacionales. Este método tiene por ecuación gobernante: M

(estabilizadores) = M (desestabilizadores).

El Método de Bishop considera equilibrio entre las fuerzas verticales y la solución es

indeterminada por lo que requiere de iteraciones. Proporciona valores de FS mayores que

los de Fellenius, muy similares a los de los métodos precisos (figura IV.15).

Figura IV.15. Factores que se consideran en un deslizamiento rotacional y de una dovela.

Método de Bishop.

En cuanto al método de Janbú también requiere de iteraciones, al considerar equilibrio de

fuerzas, pero no de momentos.


76

IV.5. Conclusiones del capítulo

En este capítulo se han recogido todas las alternativas para obtener las propiedades y

parámetros de los macizos rocosos, que se requieren para el cálculo del factor de seguridad

de los taludes, con mayor énfasis en los métodos in situ. Además se describe y resalta la

importancia del levantamiento de las discontinuidades del macizo rocoso, en la elección del

procedimiento de cálculo del factor de seguridad de acuerdo al tipo de fallo más susceptible

de manifestarse.

Se detallan las características de los deslizamientos en suelos y en rocas y los métodos de

cálculo aplicados por más de veinte años en las carreteras de montaña de la Sierra del

Rosario. Se profundizó en los mismos dados que se han tenido en cuenta las actualizaciones

correspondientes, que han permitido una notable simplificación de los procedimientos.

CAPÍTULO V. APLICACIONES DEL PROCEDIMIENTO DE CÁLCULO DE

ESTABILIDAD

Tesis de Maestría Capítulo V

77

Capítulo V. Aplicaciones del procedimiento de cálculo de estabilidad

En el presente capítulo se abordan algunos de los casos resueltos en el ejercicio de las

investigaciones ingeniero geológicas, a solicitud de los proyectistas en vías de

comunicaciones, en las carreteras de montaña de la Sierra del Rosario. Se muestran los

casos de deslizamientos rotacionales y traslacionales, de manera tal que están representadas

las rocas y suelos para condiciones propias de cada deslizamiento asistido. A los casos

presentados se han incorporado las precisiones de acuerdo al grado de actualización que

hasta el presente son conocidas, aprendidas como fruto de este proyecto de investigación.

V.1. Caso de estudio: Deslizamiento No. 1 en carretera a torre El Salón

Procedimiento de tanteos a partir de la expresión de Taylor (1948):

Donde C es la cohesión obtenida de ensayos de corte directo o de ensayos triaxiales no

drenados (U) y expresada en t/m2; H es la altura del talud en m; FS es el factor de

seguridad; es el peso específico del suelo dado en t/m3; y, m es el número de estabilidad

que es función del ángulo de talud (β) y del ángulo de fricción interna ( ) en grados (Ábaco

de Taylor-Fellenius).

El procedimiento consiste en aplicar factores de seguridad a para obtener un valor de

cálculo del mismo y determinar el factor de seguridad correspondiente a C (Sowers y

Sowers, 1975). A continuación, se aplicará al deslizamiento denominado No. 1 en la

carretera a la torre El Salón, con coordenadas: X=298.155 y Y= 334.550, Hoja 3684-III-a-

2, a escala 1:10 000.Arcillas del subgrupo A-7-5, clasificadas por HRB.

Datos: C= 6 t/m2, =120, =1,74 t/m3, β= 400, H=16,50 m

FS) =1,00, e = 120, FS) c = y FS) < FS) c

FS) =1,50, e = 80, FS) c = y FS) < FS) c

FS) =1,80, e = 60, FS) c = por lo que FS) FS) c


78

Hasta aquí los cálculos demuestran que el factor de seguridad, FS, es un valor entre 1,70 y

1,78, con sólo tres tanteos como sugiere la literatura citada. No obstante lo anterior, para

precisarlo existe el procedimiento de graficar en coordenadas rectangulares los valores de

FS) c y FS) a escalas iguales, y la curva resultante se intersecta con una bisectriz que

parte del origen de coordenadas y define el valor de FS, como se muestra en la figura V.1.

Figura V.1. Gráfico de FS) vs. FS) C para la obtención de FS.

Los datos para el cálculo se llevaron al nomograma de la figura V.2, caso 1, del texto Rocks

Slope Engineering (Duncan y Mah, 2004, capítulo VII) confeccionado para taludes en

suelos sin nivel de agua, es decir, taludes completamente drenados, con los valores

siguientes en las unidades que establece: C= 60 kPa, = 17,40 kN/m3, = 120, H = 16,50

m, = 400. Entrando al nomograma con el cociente:

=400. A continuación se lee en el eje de las ordenadas = 0.1250 y FS 1.70. Se lee

en el eje de las abscisas, = , se despeja FS 1.70.


79

Figura V.2. Nomograma para el cálculo de FS, caso rotacional de un talud drenado.

Otro procedimiento de cálculo de la estabilidad de taludes en suelos es el debido a Martínez

(2011). En el mismo para el cálculo del factor de seguridad (FS), se parte de las tensiones

límites de laboratorio ( L, L), determinadas en el punto de intersección de la envolvente de

esfuerzos totales y la línea de interceptos de pendiente m = tan (450- /2), negativa. Se

calcula una tensión total resultante, = ( L2 + L

2)1/2 , la hipotenusa del triángulo de

Pitágoras, y con ésta una CALCULADA aplicando a la anterior las mayoraciones por

debilitamiento estructural ( DE), reológico( R), por aguas subterráneas ( AS) y sísmico ( S)

y éstos definen las condiciones de trabajo por encima del estado límite del estado

inalterado, casos # 2 y caso # 3, que es el más real pues tiene en cuenta la componente

horizontal del estado tensional. Ver hoja de cálculo de la figura V.3.

En la figura V.3 se muestra un ejemplo de la aplicación del método de Martínez (2011)

para el deslizamiento No. 1 en la carretera a la torre El Salón que aporta un factor de

seguridad de 2,03, mayor que el obtenido por el método de Taylor, pero ha de tenerse en

cuenta que este último fuer calculado, mediante tanteos para la sección previamente


80

diseñada, es decir, de altura e inclinación prefijada y en el caso de la aplicación del método

de Martínez (2011), con los datos de los suelos, , C y y el círculo de falla elegido de las

pruebas de laboratorio más los valores de mayoración que se considere aplicar, ofrece como

resultado, el talud de altura h, ancho b, su inclinación y el valor del factor de seguridad

propio de esa sección.

Figura V.3. Hoja de cálculo del procedimiento de Martínez (2011) para taludes en suelos.

Aplicación al deslizamiento No 1 en la carretera a la torre El Salón.

Debe ser indicado que este procedimiento ofrece no sólo el factor de seguridad, sino que

además asociado al mismo proporciona los elementos geométricos de la sección transversal

óptima, altura e inclinación, en el caso que se aplica para HORIZONTAL 0. En los cálculos

precedentes, método de Taylor y nomograma de Duncan y Mah (En Rocks Slope

Engineering, 2004), el procedimiento empleado partió de una sección transversal

determinada, con una berma intermedia para contribuir a su estabilidad tratándose de la

notable altura impuesta por el proyecto, pues no resultaba adecuado recomendar la

disminución de la altura, a la cual se le calculó el factor de seguridad y al resultar estable,


81

FS= 1,70, no se probaron alternativas con pendientes mayores que la correspondiente a =

400.

V.2. Caso de estudio: Deslizamiento en el tramo Niceto Pérez-Mil

Cumbres

Se ejemplifica con una aplicación del método de Fisenko (1965), en este caso al

deslizamiento Estación 950+0,00 (Tramo Niceto Pérez-Mil Cumbres). Interestratificaciones

de areniscas y esquistos arcillosos que forman micro pliegues, Quintans y León (1997).

Datos: Altura del talud: H= 10,0 m, = 550, = 2,15*104 N/m3, = 260, C = 0,35*105

N/m2, donde es el ángulo de buzamiento de las rocas estratificadas, es el peso

volumétrico de la roca, y C son los parámetros de resistencia al corte de las rocas.

= 5.26 m y

b) Para determinar la inclinación del talud estable de altura H=10,0 m, se usa la fórmula:

Ctg = ctg (1- = ctg 260(1- 0,47, por lo tanto = 650

c) Aplicando la fórmula del factor de seguridad (N):

Tan (proyecto) = y N= 1,50, por lo que: tan (proyecto)

. =

Relación del talud o pendiente, m=1.5:1 (y: x).

V.3. Caso de estudio: Deslizamiento No. 2 en carretera a torre El Salón

Hoek y Bray (1981). En macizos rocosos con grietas en la coronación o en el frente de

talud. Deslizamientos con superficies de falla planas. Calizas estratificadas de la FM

Artemisa.

Caso plano con la grieta de tracción en la coronación del talud. Caso (a) Plano de bloque

(figura V.4):


82

Figura V.4. Representación de un deslizamiento plano de bloque. Caso a).

Se emplea cuando hay una fracturación predominante en el corte.

Se usa además cuando hay una capa de baja resistencia entre otras resistentes.

También se usa cuando el plano de inclinación de talud es paralelo al plano del

estrato con fronteras apreciables, con una tolerancia de ± 200.

Tiene que cumplirse siempre que: ѰT>ѰP> . En el software SLOPE, versión

segunda del 2002, el autor tuvo en cuenta que (ángulo de fricción interna del

plano de deslizamiento) no tiene por qué ser necesariamente inferior a ѰP (ángulo

entre el plano de falla y la horizontal).

Cuando la coronación del talud es aproximadamente horizontal ( S 00), las

consideraciones en torno a este tipo de falla, en función de la geometría del talud y la

presencia de condiciones hidrogeológicas, según lo cual la grieta de tracción puede hallarse

en la parte superior del talud, caso (a), o en la cara del mismo, caso (b). El paso de una

condición a la otra, de la primera a la segunda, ocurre cuando:

Presentación de los términos:


83

Para el caso (a):

En este caso se aplicó a la evaluación del deslizamiento No 2, Carretera a la torre El Salón,

según la litología ya indicada.

Deslizamientos planos en bloque, caso (a), datos iniciales:

Ψp =Ángulo del Plano de falla =250, Ψt =Ángulo de talud = 450, Z=profundidad de la

grieta de tracción, 2C/ =1, 80 m y Z = espesor de la lámina de agua dentro de la grieta =

0, 90 m.

Para H=6,40 m, C =10,20 kN/m2, ´=250, ´=12,00 kN/m3, w peso específico del agua

=9,810 kN/m3.

Sustituyendo en las ecuaciones:

A = 12.86 m2, U= (0.5) (9.810) (0.5) (12.85) = 31.53 kN/m, V =1/2 (9.810) (0.25) = 0.61

kN/m.

W= 272.79 kN/m.

En caso de planos de cuña, caso (b). (Figura V.5):


84

Figura V.5. Representación de un caso plano con la grieta de tracción en el frente de talud.

Caso Plano de cuña.

U y V, son las resultantes de las presiones intersticiales que actúan en el plano de falla

(kN/m) (figura V.5).

H es la altura del talud (m), A es el área del plano de deslizamiento asumiendo ancho

unitario (m2).

Z es la profundidad de la grieta vertical =2C/ (m) y Z es la altura del agua en la grieta

(m).

C es la cohesión en tensiones efectivas (kN/m2), es el ángulo de fricción interna en

tensiones efectivas (0).

La superficie de deslizamiento es plana.

La falla es de cuña cuando los planos de estratificación y los de agrietamiento forman un

retículo.

Para el caso b), el peso de la cuña deslizante se calcula según la siguiente expresión:

Usando los datos del ejemplo anterior del caso (a):

A. = 10,88 m2, U= (0,5) (9,810) (0,5) (10,88) = 48,03 kN/m, V =1/2 (9.810) (0.81) = 3.97

kN/m, W= 662.34 kN/m. ,

Concluyendo los cálculos en taludes rocosos, se aplicó el método de acuñamiento, siendo el

tercero de los casos dentro de los deslizamientos traslacionales. Este tipo de deslizamiento,


85

ocurre en la naturaleza y es preciso que existan planos de discontinuidades que corten al

talud con ángulos oblicuos, sin embargo numerosos autores lo consideran más frecuente

que los deslizamientos planos, como ya se ha explicado. En el área de estudio, no se logró

identificar deslizamientos de este tipo, pues los casos presentados, uno el Deslizamiento

No. 2 de la carretera a la torre en la loma El Salón y el otro en el km 34 de la CCM,

Deslizamiento La Perdiz, son evidentemente planos. A continuación se muestra un ejemplo

tomado de la literatura consultada, Gavilanes (2009) (en Parámetros geotécnicos y

Estabilidad de taludes, AIME, 2009).

Figura V.6. Representación gráfica ilustrada de un deslizamiento por acuñamiento.

Fórmulas de cálculo:

FS= X) tan +(B- ) tan .

X= Y =

A= B= . Significado de los términos:

H= altura de la cuña (m),


86

X,Y, A y B factores adimensionales que dependen de la geometría de la cuña.

1, 2, 3, 4 y 5 tienen el significado que se define al pie de la figura V.6.

CA y CB es la cohesión efectiva en el plano de las discontinuidades A y B (kPa).

A y B son el ángulo de inclinación, buzamiento, de los planos A y B (0).

= es el peso volumétrico de la roca en kN/m3.

= el peso específico del agua = 9,81 kN/m3.

A y B son el ángulo efectivo de fricción interna en los planos de las discontinuidades A y

B (0).

.2.4 = es el ángulo formado por las rectas 2 y 4 (0).


.2.nA = es el ángulo formado por las recta 2 y el polo del plano A (0).


.3.5 = es el ángulo formado por las rectas 3 y 5(0).

.1.nB = es el ángulo formado por las rectas 1 y el polo de 5(0).

.nA.nB = es el ángulo formado por los polos de los planos de las discontinuidaes A y B (0).


87

Figura V.7. Malla estereográfica con los arcos circulares del talud, discontinuidades y

polos de los planos.

Datos: Ángulo de talud 650, ángulo de la coronación del talud 100, altura de la cuña 10,0

m, peso volumétrico de las rocas, =20,10 kN/m3, =9,.81 kN/m3, altura hasta la cresta

del talud de 5,0 m.

Discontinuidades: 1 ó A) Azimut del buzamiento =1050 (dip direction en el software

SLOPE), ángulo de buzamiento = 450 (dip angle en el software), C1= 20,00 kPa, 1 = 250.

Discontinuidades: B ó 2) Azimut del buzamiento =2500 (dip direction en el software

SLOPE), ángulo de buzamiento (dip angle en Slope) = 900, C2= 21,10 kPa, 2 = 200.

Frente, cara, del talud: Azimut del buzamiento = 900, ángulo de buzamiento = 650

Parte superior del talud: Azimut del buzamiento = 900, ángulo de buzamiento = 100.

La información presentada se introdujo en el software Slope para falla por acuñamiento

(Wedge) (figuras V.8 y V.9).


88

.

Figura V.8. Hoja de cálculo para el caso del deslizamiento traslacional por acuñamiento.

Figura V.9. Malla estereográfica con los círculos máximos del talud, de su parte superior y

de las discontinuidades 1 y 2.


89

Además del cálculo efectuado por el software Slope, se efectuó el cálculo manual con la

expresión:

FS= X) tan +(B- ) tan , para los valores de X=3,3368, Y=

3,4287, A= 1,5478 y B=0,9557, resulta: FS= 5,64.

V.4. Caso de estudio: Deslizamiento La Perdiz

En este caso se aplicó al deslizamiento conocido como La Perdiz, en las coordenadas:

X=279 600, Y= 329 300 de la CCM, km 34. Inicialmente se realizó el levantamiento de las

discontinuidades, todas subverticales, con elementos 050/280, 050/240, 0150/300, el talud de

altura 17,0 m y elementos (S0) 2150/700. Rocas calizas recristalizadas estratificadas de la

Fm Artemisa. Ver figura V.11.

Se observa el deslizamiento hasta el borde de la vía, de calizas estratificadas con finas

intercalaciones de esquistos de color gris oscuro a negro, con venas y grietas rellenas de

calcita, así como finas venillas de materiales oxidados.

Todo el corte es de rocas de la Fm. Artemisa y al deslizamiento de las capas por los planos

de estratificación, ha contribuido el factor antrópico. Los fragmentos de las calizas

estratificadas han sido extraídos manualmente para ser usados en pasos de viviendas rurales

y en otros casos se han generado derrumbes y desprendimientos de modo natural. En

realidad, la mayor discontinuidad o la menos resistente, son los planos de estratificación de

las rocas atendiendo a que el testimonio de una de las moradoras del lugar, Rosabel Vigoas

Vigoas, indicó la ocurrencia de derrumbes y desprendimientos además de la extracción

manual de fragmentos de rocas como se ha indicado.

Los valores de densidad, cohesión y ángulo de fricción interna ( , C y ) usados para el

cálculo de FS, se obtuvieron del anexo III.1, aplicando coeficientes de minoración por

debilitamiento estructural DE = 0,40 y reológico ξ= 0,80 para, a partir de la resistencia a

compresión en estado intacto, conseguir la resistencia a compresión del macizo

meteorizado y bajo la consideración de obtener la resistencia a tracción como el 8 % de la

resistencia a compresión, usando el método Brasiliano, hasta obtener: C = 30 000 N/m2 y

= 110 . Para =24 260 N/m3 se aplicó la mayoración que recomienda la norma GOST

20522-75 empleada, en el procedimiento de cálculo estadístico, según la cual XD = XMED


90

(1 ), usando para =0,015. Posteriormente usando el software Slope se determinó el

factor de seguridad (figuras V.10 y V.11).

Figura V.10. Hoja de cálculo del caso presentado para un presunto fallo plano.

.

Figura V.11. Deslizamiento La Perdiz, km 34 de la Carretera Central de Montaña.

Superficie inestable

de los planos de

estratificación


91

CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES

Tesis de Maestría Conclusiones y recomendaciones

91

Conclusiones

1. Todos los deslizamientos investigados, tratados en esta tesis o contenidos en el SIG,

sobre macizos rocosos, corresponden a rocas de textura foliada del Jurásico y el Cretácico

principalmente.

2. Las propiedades y parámetros que participan del cálculo de la estabilidad, en todos

los casos han de corresponder al estado de meteorización en que se halla el macizo rocoso,

resultando intrínseco que es imprescindible el levantamiento de las discontinuidades en

cualquier aplicación que exija la caracterización de dicho macizo.

3. Como herramientas de trabajo en el campo es suficiente disponer del martillo y la

brújula de geólogo, así como el Martillo Smidth y el apoyo del laboratorio geotécnico como

complemento.

4. A partir de las propiedades y parámetros que recoge el anexo III.1, correspondiente

a las rocas en estado intacto, se usan los coeficientes indicados para la obtención de la

resistencia a compresión que caracteriza al macizo en estudio.

5. Los procedimientos de cálculo de la estabilidad, expresada por su coeficiente o

factor de seguridad, se usaron en suelos y rocas. En todos los casos aquí presentados o sólo

mencionados, han demostrado su efectividad pues, cada sección transversal recomendada

como solución de estabilidad, se ha ejecutado y ha resultado estable hasta el presente.

Tesis de Maestría Conclusiones y recomendaciones

92

Recomendaciones

1. Seguir profundizando en el estudio de los factores que influyen sobre la estabilidad

de taludes y laderas, en la región de las investigaciones contenidas en este texto,

para engrosar la certidumbre sobre los procedimientos de cálculo utilizados en las

condiciones propias de la Sierra del Rosario.

2. Incorporar a los trabajos de campo, el equipo para el ensayo de Resistencia a la

Carga Puntual, PLT y con sus resultados, obtener el Índice Is, para establecer

correlaciones con la resistencia a compresión y resistencia a la tracción, El ensayo

tiene la ventaja de que es aplicable a fragmentos de rocas de geometría irregular.

3. Los resultados de las determinaciones que se obtengan sobre propiedades y

parámetros de resistencia de rocas y suelos, deben adicionarse a los existentes que

aparecen en el anexo III.1, así como tabular los resultados de C, T e Is para el

establecimiento de las correlaciones propias de las rocas más comunes de la región

investigada.

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Tesis de Maestría Bibliografía

94

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ANEXOS

Tesis de Maestría Anexos

98

Anexos

Anexo 1. Tabla de propiedades y parámetros de resistencia de las rocas y suelos residuales

de la Sierra del Rosario.

Estado inalterado Meteorizado (estadío final)

Observaciones Fuente de

datos (kN/m³)

c

(MPa)

C

(MPa) (°)

(kN/m³)

c

(MPa)

C

(MPa) (°)

Rocas Fm. San Cayetano (J1-J3)

Rocas Fm. San Cayetano (J1-J3). Areniscas cuarzo feldespáticas.

22,00 23,75 4,85 40 21,40 0,09 0,035 15

Exp.SC-011

19,50

3,5 26

(III Congreso)

22,00

3.00 29

(III Congreso)

21,70 30,84 3,78 41 20,00 0,054 0,02 16

Exp.SC-039

21,30 27.29 4,04 34 20,70 0,072 0.03 16 (Xmed)

22.17 23.17 3.87 31 21.01 0.060 0.02 14 (Xd)

Rocas argiláceas o rocas arcillosas. Fm. San Cayetano" (J1-J3). Conciliado

con Rzhevski, V. y Novik. (1973)

22,30 15 3 37 19,70 0,09 0,04 12 Grupo A-7 Exp.C-079

21,00 0,09 0,07 10 " Exp.C-079

21,70 0,16 0,03 12 " Exp.C-079

20,40 0,07 0,09 10 " Exp.V-123

18,79 0,09 0,04 6

Exp. V-148

20,80 0,21 0,09 6 " Exp.C-079

19,60 0,20 0,06 5 " Exp.C-079

18,80 0,14 0,025 4 " Exp.C-079

22,30 15 3 37 20,10 0,13 0,056 8 (Xmed)

22.63 12.75 2.70 33.3 20.40 0.11 0.0504 7 (Xd)

Esquistos arcillosos (J1-J3).

20,60

0,052 18 18,00

0,052 13 Grupo A-7 Exp.SC-257

20,00

17,68

0,025 11 Grupo A-7 Exp.SC-257

19,50

0,020 18

(III.Congreso)


99

Estado inalterado Meteorizado (estadío final)

Observaciones Fuente de

datos (kN/m³)

c

(MPa)

C

(MPa) (°)

(kN/m³)

c

(MPa)

C

(MPa) (°)

Rocas Fm. San Cayetano (J1-J3)

18,00

0,018 16 15,98

0,014 13 Con % δV=14 Exp. SC-225

20,30

0,052 17 17,22

0,030 12 (Xmed)

17.25

0,046 16 17,47

0,027 11 (Xd)

Serpentinas

22,00 28,25 4,29 47.2 19,23

0,036 16

Exp.SC-156

19,40

0,042 14

Exp. C-109

29.40

19,80 0,046 0,02 14 Grupo A-2 Exp. LP-111

22,00 28,25 4,29 47,2 19,48 0,046 0,033 14,67 (Xmed)

22,33 24,01 3,86 40,12 19,72 0,0414 0,02 13,20 (Xd)

Calizas Fm. Artemisa (J3)

17,00

2,50 10

(III Congreso)

22,00

3,00 25 19,81 0,40 0,16 12

Exp. SC-020

21,50

3,50 26 21,2 0,38 0,17 17

Exp. SC-011

23,40 27,40 4,74 52

Exp. SC-156

26,50 23,70 3,39 49 17,73

0,089 12

Exp. P-221

20,63 29,35 4.20 46 18,00 0,092 0,04 8

Exp.SC-156

27,16 24,63 3,09 56 20,10

0,035 7

Exp. C-066

23,91 23,87 3,41 43 18,13

0,052 9

(III.Congreso)

23,91 25,79 3,66 38,29 19,16 0,29 0,091 11 (Xmed)

20,67 21,92 3.29 34.46 19,44 0.26 0.08 10 (Xd)

Calizas finamente estratificadas. Fm. Polier (K). Estado meteorizado

18,50 0,0414 0,018 23 Grupo A-2 Exp. C-109

18,50 0,0414 0,018 23 (Xmed)

18,77 0,0372 0,016 21 (Xd)

Brechas. Puente Los Tumbos-Soroa.

23,50

5,00 55,00

Exp. SC-224

23,85

4,50 49,50

(Xd)


100

Anexo IV.1.Fallo por volcamiento

Este tipo de deslizamiento no se somete a cálculos y obedece a las consideraciones que se

indican:

Figura. Representación del fallo por volcamiento: El plano inclinado.

Condición de deslizamiento: b . Aquí se aplica la segunda ley de Newton: F = F-

fricción = ma., masa por aceleración, fricción es la fuerza de fricción = N, donde N es la

Normal y es el coeficiente de fricción, en este caso igual a tan . El cuerpo se desliza

cuando F 0.

Condición de vuelco: tan b t/h. Cuando las dimensiones t y h varían de manera que el

centro de masa del cuerpo, sale de su tercio medio, ocurre el vuelco.

b . No existe deslizamiento

tan b t/h. No existe vuelco.

tan b t/h. Existe vuelco

b . Existe deslizamiento.

tan b t/h. No existe vuelco.

tan b t/h. Existe vuelco.

Este tipo de deslizamiento aunque sin método para determinar FS, dispone de las

valoraciones que pueden mostrarse para emitir predicciones, (Gavilanes, 2009).


101

Grechischev (1983) en Lomtadze., V. D. (1987), propuso la distancia a la que caen los

bloques de rocas desprendidas por derrumbes de los taludes, deyección, a la que denomina

ancho de captación, que no es precisamente una falla por vuelco, a partir de la expresión:

XT

Esta fórmula determina la distancia hasta la que se dispersan los fragmentos y bloques

rocosos desprendidos, como función del ángulo de talud, y de su altura H en m. Presenta

una tabla basada en los resultados prácticos evaluados, que es la siguiente:

Tabla

Ángulo de

talud ( )

Altura de talud, m.

12 20 30 40 50

90 3,5 6,0 12,0 12,0 15,0

80 3,5 5,5 8,0 11,0 14,0

70 3,0 5,0 7,5 10,0 13,0

60 2,2 4,5 7,0 9,0 12,0

50 2,5 4,0 6,5 8,5 11,0

40 2,5 4,0 6,0 8,0 10,0

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