13a estabilidad de taludes suelos.pdf

8/17/2019 13a Estabilidad de taludes suelos.pdf

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Estabilidad de taludes en suelos

(84.07)

Mecánica de Suelos y GeologíaFIUBA


2/56

Índice

• Definición del problema de estabilidad de taludes

•

• Solución analítica: teorema cinemático s u e l o s

• Selección de parámetros t a l

u d e s e n

•

• Solución numérica: Un ejemplo de falla de s t a b i l i d a d

d

2


3/56

Descripción del problema

• En un terreno inclinadose inclinan las direcciones

principales: tensiones de corte• Las tensiones de corte s u e

l o s

pueden superar la resis-

tencia al corte del terreno t a l u d e s e n

s t a b i l i d a d

d

3


4/56


5/56

Índice


•


• Selección de parámetros t

a l u d e s e n

•


d

5


6/56

Mecanismos de falla

s u e l o s

t a l u d e s e n

s t a b i l i d a d

d

Falla general6


7/56

Métodos de análisis

• Aplicaciones de teorema cinemático

s u e l o s

t a l u d e s e n

• Geomecánica computacional s t a b i l i d a d

d

7


8/56

Presa Doornkop: Verificaciónanalítica

1.1351.1351.1351.135

Outer fill

Strength Type: Mohr-CoulombUnsaturated Unit Weight: 18.5 kN/m3

Saturated Unit Weight: 19.63 kN/m3

Cohesion: 2 kPa

Friction Angle: 35 degrees

Water Surface: Water Table

Custom Hu value: 1

Core fill

Strength Type: Shear Normal functionUnsaturated Unit Weight: 18.5 kN/m3


Water Surface: Water Table

Custom Hu value: 1

Safet y Factor0. 000

0. 500

1. 000

1. 500

2. 000

2. 500

1 6 9 0

s u e l o s

3. 000

3. 500

4. 000

4. 500

5. 000

5. 500

6. 000+

1 6 8 0

1 6 7 0

t a l u d e s e n

W 1 6 6 0

s t a b i l i d a d

d

W

Clay foundation

Strength Type: Mohr-Coulomb

Unsaturated Unit Weight: 18.5 kN/m3


Cohesion: 0 kPa

Friction Angle: 22 degrees

:

1 6 5 0

1 6 4 0

a er ur ace: a er a e

Custom Hu value: 1

(Meintjes 2012)8


9/56

Presa Doornkop: Verificación numérica

s u e l o s

t a l u d e s e n

s t a b i l i d a d

d

(Meintjes 2012)9


10/56

Índice


•



a l u d e s e n

•


d

10


11/56

Solución analítica: t. cinemático

• Se postula un mecanismocinemáticamente admisible

s u e l o s

t a l u d e s e n

s t a b i l i d a d

d

11


12/56



• Se asume que las tensionesde corte en la línea de ot. s u e

l o s

deslizamiento son una

fracción de la resistencia al t a

l u d e s e n

corte es n co

s t a b i l i d a d

d

12


13/56




l o s



l u d e s e n

corte es n co

• Se calcula el equilibrio entre s t a b i l i d a d

d

uerzas equ ran es y ese-quilibrantes (se calcula FS)

13


14/56




l o s



l u d e s e n

corte es n co

• Se calcula el equilibrio entre s t a b i l i d a d

d

uerzas equ ran es y ese-quilibrantes (se calcula FS)

•

encontrar el mínimo FS14


15/56


16/56

Análisis de taludes infinitos

• Para suelos no cohesivostan

[ ]tan=

s u e l o s

FS depende del

es esor z t a

l u d e s e n

FS= c+ γ z⋅cos2 β ⎡⎣ ⎤⎦−u( ) tan φ ⎡⎣ ⎤⎦

s t a b i l i d a d

d

⋅

16


17/56

Análisis: método de las fajas

• La masa en potencial deslizamiento se subdivideen fa as se lantea el e uilibrio de cada fa a

s u e l o s

t a

l u d e s e n

s t a b i l i d a d

d

17


18/56



• Para superficies simples, se plantea el equilibriode ru os de fa as s u e

l o s

t a

l u d e s e n

s t a b i l i d a d

d

18


19/56



• Para superficies simples, se plantea el equilibriode ru os de fa as s u e

l o s

• Para superficies circulares, se plantea el

equilibrio (de momentos) t a

l u d e s e n

de toda la masa

s t a b i l i d a d

d

19


20/56

Análisis: método de fajas (circular)

• Para superficies circulares, se plantea ele uilibrio de momentos de toda la masa

[ ]tani i ii cs σ φ = + s u e l o s

iir i i

r l r F

M S

τ = Δ =∑ ∑ t a

l u d e s e n

s t a b i l i d a d

d

20


21/56



[ ]tani i iis c σ φ = + s u e l o s

ii ir

ir l r FS

M τ = Δ =∑ ∑ t a

l u d e s e n

i id i i

s t a b i l i d a d

d

21


22/56



[ ]anti i ii cs σ φ = + s u e l o s

i

i

i

ir r l r

FS τ = Δ =

= =

∑ ∑ t a

l u d e s e n

d

i i i i

r M M =

s t a b i l i d a d

d

[ ]sini ii isFS

W α = ∑

22


23/56



[ ]anti i ii cs σ φ = + s u e l o s

i

i

i

ir r l r

FS τ = Δ =

= =

∑ ∑ t a

l u d e s e n

d

i i i i

r M M =

s t a b i l i d a d

d

[ ]sini ii isFS

W α = ∑

23


24/56

Método de Fellenius (circular)

• Desprecia las fuerzas entre fajas

•

• Es conservador s

u e l o s

[ ]cos

i iW α = − t a

l u d e s e n

[ ]( )ntai

i i i i

l

c lσ φ Δ

Δ

+∑ s t a b i l i d a d

d

[ ]s nii iW α =

∑

24


25/56

Método de Bishop simplificado (circ)

• Asume que las fuerzas entre fajas sonhorizontales

N • Resuelve el equilibrio de fuerzas verticales

s u e l o s

tan sin cos

i i

i

FS

ul

W c u l

σ

α α

= −Δ

− − Δ t a

l u d e s e n

[ ] [ ] [ ]( )cos sin tani i i i FS N

α α φ =

+

s t a b i l i d a d

d

[ ]sini i

ii i i

W FS α = ∑

25


26/56

Superficies de falla no circulares

• Métodos que resuelven sólo Fx – Fy – Se asume una inclinación ara las fuerzas entre fa as

(por ejemplo, paralela al talud) – El sistema queda determinado s u e l o s

t a

l u d e s e n

s t a b i l i d a d

d

26


27/56

Superficies de falla no circulares

• Métodos que resuelven sólo Fx – Fy – Se asume una inclinación ara las fuerzas entre fa as

(por ejemplo, paralela al talud) – El sistema queda determinado s u e l o s

• Métodos que resuelven M - Fx – Fy

– Todas las fuerzas tienen una t a l u d e s e n

m sma nc nac n nc gn a

– Se asumen leyes de variación s t a b i l i d a d

d

27


28/56

Comparación entre métodos

• No resuelve equilibrio de fuerzas verticales – Fellenius: Des recia fuerzas entre fa as vars: 1

• Resuelve equilibrio de fuerzas verticales – Bisho S.: Asume fuerzas horizontales entre fa as s u

e l o s

(vars: n+1) Resuelve M - Fy

– Janbu S.: Asume una inclinación constante de t a l u d e s e n

vars: n uerzas en re a as. esue ve x - y – Spencer: Las fuerzas entre fajas son paralelas

vars: 3n La fuerza normal actúa en el centro de s t a b i l i d a d

d

la base de la faja. Resuelve M - Fx - Fy – Morgenstern Las fuerzas entre fajas no son paralelas

vars: n a uerza norma ac a en e cen ro e

la base de la faja. Resuelve M - Fx - Fy28


29/56

Índice


•


• Selección de parámetros t a

l u d e s e n

•


d

29


30/56

Selección de parámetros mecánicos

s u e l o s

t a

l u d e s e n

s t a b i l i d a d

d

30


31/56


c = 12 pa = 32°

s u e l o s

t a l u d e s e n

c = 0 pa = 50°

s t a b i l i d a d

d

31


32/56


• La resistencia al corte no drenadas de ende de la orientación

del plano de falla conrespecto al eje de s u e l o s

consolidación primaria

t a l u d e s e n

s t a b i l i d a d

d

32


33/56


s u e l o s

36°

t a l u d e s e n

s t a b i l i d a d

d

Ángulo de fricción interna para el diseño: ⎞ tc

33


34/56

Precaución en la selección de

parámetros

s u e l o s

t a l u d e s e n

s t a b i l i d a d

d

34


35/56

Índice


•



a l u d e s e n

•


d

35


36/56

El modelo de Newmark

• Se considera un bloquerí ido en una su . lana

s u e l o s

t a l u d e s e n

s t a b i l i d a d

d

(Newmark 1965)36


37/56



• El bloque es estable si®


38/56





39/56





40/56


• El bloque se desliza sitanλ λ > = −

c

s u e l o s

t

a l u d e s e n

s t a b i l i d a d

d

(Newmark 1965)40


41/56


42/56


• El bloque se desliza sitanλ λ > = −

• La integración en el

c

s u e l o s

de aceleración y

frenado da el t

a l u d e s e n

desplazamiento total

[ ] 2cosg β φ ⎛ ⎞−= ⋅ − s t a b i l i d a d

d

• El bloque sólo se mueve hacia abajo cuando se[ ]2

c

c cosλ φ ⎝ ⎠

alcanza su resistencia al corte(Newmark 1965)42


43/56

El modelo de Makdisi-Seed

• El modelo de bloque rígido se reemplaza porro a ación elástica de ondas mecánicas

s u e l o s

t

a l u d e s e n

s t a b i l i d a d

d

43


44/56



• El bloque se reemplaza por cuñas con cualquierforma s u e l o s

t

a l u d e s e n

s t a b i l i d a d

d

44


45/56




• El desplazamiento total es la suma de los

desplazamientos de todas las cuñas t

a l u d e s e n

s t a b i l i d a d

d

45


46/56




• El desplazamiento total es la suma de los

desplazamientos de todas las cuñas t a l u d e s e n

• El problema no es trivial, por lo que se empleananálisis numéricos aún en etapa de diseño

s t a b i l i d a d

d

46

Í


47/56

Índice


•


• Selección de parámetros

t a l u d e s e n

•• Solución numérica: Un ejemplo de falla de

s t a b i l i d a d

d

47

T i l Zá t


48/56

Terminal Zárate

s u e l o s

200 m

400 m

t a l u d e s e n

s t a b i l i d a d

d

48

D i ió d l bl


49/56

Descripción del problema

• Relleno 80 ha con refulado y limo compactado

•

• Programa de relleno + precarga + monitoreo s u e l o s

1000 /1500 m 400 m

GORGE

20 / 25 m

t a l u d e s e n

EMBANKMENT RIVER N - SPT

56312232

-4

-2

0

2

0 10 20 30 40 50 60

sandy silt

ω = 40%

fill

s t a b i l i d a d

d

''PAMPEANO'' STIFF SILTY CLAY22 / 30 m

''POST PAMPEANO'' SOFT CLAY W/ SANDN-VALUE: 20 - 40 N - VALUE: 0 - 3

2311111111111

-18

-16

-14

-12

-10

-8

- 200 =

plastic

clay

ω = 68%

ωl = 72%

''PUELCHE'' DENSE SANDS

N - VALUE: 35 - 60

113

6035

4620

3160

556060-32

-30

-28

-26

-24

-22

-

dense

sand

Dr >75%

p

49

P d it


50/56

Programa de monitoreo

s u e l o s

t a l u d e s e n

s t a b i l i d a d

d

50


51/56

Falla del talud


52/56

Falla del talud

• En el sector que no estaba terminado, el.

• El talud falló: 4000 m2 se asentaron ~2.50 m s u e l o s

t a l u d e s e n

de una falla: anticipada, prevista y no evitada s t a b i l i d a d

d

52

Falla del talud


53/56

Falla del talud

s u e l o s

t a l u d e s e n

s t a b i l i d a d

d

53

Análisis de la falla


54/56


s u e l o s

t a l u d e s e n

s t a b i l i d a d

d

54



55/56


s u e l o s

no drenado

t a l u d e s e n

consolidado-no drenado

s t a b i l i d a d

d

55

Bibliografía básica


56/56

Bibliografía básica

s u e l o s

t a l u d e s e n

s t a b i l i d a d

d

El laboratorio tiene los tres libros

56

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