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Evaluación del comportamiento geomecánico de jarillones en materiales derivados de rocas

lodosas

Richard Edward Jiménez Caldera

Universidad Nacional de Colombia

Facultad de Ingeniería, Departamento de Ingeniería Civil y Agrícola

Bogotá, Colombia

2016

Evaluación del comportamiento geomecánico de jarillones en materiales derivados de rocas

lodosas

Richard Edward Jiménez Caldera

Trabajo final presentado como requisito parcial para optar al título de:

Magíster en Ingeniería – Geotecnia

Director (a):

Doctor, Mario Camilo Torres Suárez

Universidad Nacional de Colombia

Facultad de Ingeniería, Departamento de Ingeniería Civil y Agrícola

Bogotá, Colombia

2016

Dedico este trabajo a Dios y a mis padres

Eduardo Miguel y Margarita Rosa, las

personas más importantes de mi vida.

Agradecimientos

En estas líneas quiero expresar mis más sinceros agradecimientos a todas las personas

que de una u otra forma contribuyeron a mi formación académica, profesional y personal

y que durante todos éstos años fueron un apoyo fundamental en el cumplimiento de mi

sueño de ser geotecnista de la Universidad Nacional de Colombia.

A mis padres y hermanos por sus buenos deseos y colaboración desde la distancia.

Al Doctor Mario Camilo Torres Suárez por su apoyo y orientación para la ejecución de

este trabajo.

A todos los profesores del programa de Maestría en Ingeniería – Geotecnia, quienes en

las aulas de la universidad contribuyeron a mí formación en geotecnia mediante sus

valiosos conocimientos.

A mis amigos de la maestría Rubén Aguilar, Karol Roca y Victoria Buitrón, y a mi amigo

Antonio Pérez por su esencial y oportuno apoyo en los momentos difíciles.

A Susana López, por contagiarme de su paciencia, sabiduría y brindarme su apoyo

incondicional en la etapa final de mis estudios.

Especial agradecimiento a la Ingeniera Laura E. Rodríguez, gran persona y profesional

ejemplar de la Empresa de Acueducto de Bogotá, por su gran apoyo durante casi todo el

tiempo de duración de mis estudios.

Resumen y Abstract IX

Resumen

En este trabajo se estudia el comportamiento geomecánico de jarillones construidos en

materiales derivados de rocas lodosas a través del modelado numérico en 2D del

proceso de infiltración empleando el software Hydrus® integrado con un análisis de

deformaciones y estabilidad usando el software Plaxis®, ambos con base en el método

del elemento finito. En la parte principal de este trabajo, se evalúa el efecto de la

degradación del material que conforma el jarillón en la estabilidad del mismo, como

consecuencia de las condiciones cambiantes de flujo, mediante la realización de análisis

de sensibilidad de parámetros que incluyen múltiples escenarios que se pueden

presentar en la realidad y tienen en cuenta, entre otros aspectos: diferentes densidades

de compactación, varias velocidades de vaciado y llenado para representar condiciones

rápidas y lentas de fluctuación de la lámina de agua y cambios en los parámetros

mecánicos e hidráulicos del material, que representan la degradación físico-mecánica del

mismo al ser sometido a ciclos de humedecimiento – secado (ciclos h – s).

Palabras clave: jarillón, filtración, degradación, mecanismos de falla, ciclos h – s.

Abstract

In this work is studied the geomechanical behavior of flood embankments built in muddy

rocks derived materials through 2D numerical modeling of infiltration process using the

Hydrus® software coupled with an analysis of deformation and stability using Plaxis®

software, both based in the finite element method. In the main part of this work, is

evaluated the effect of degradation of the flood embankment material as consequence of

changing flow conditions, by performing parameter sensitivity analysis that include

multiple scenarios that may occur in situ and take into account, among other things:

different compaction densities, multi-speed emptying and filling to represent fast and slow

conditions of fluctuation of the water level and changes in mechanical and hydraulic

material parameters representing physical-mechanical degradation when subjected to

wetting – drying cycles (w – d cycles).

Keywords: flood embankment, filtration, seepage, degradation, failure

mechanisms, w – d cycles.

Contenido XI

Contenido

Pág.

Resumen ......................................................................................................................... IX Lista de figuras ........................................................................................................ XIV Lista de tablas ........................................................................................................ XVIII

1. Capítulo I – Aspectos introductorios .................................................................... 21 1.1 Introducción ................................................................................................... 21 1.2 Identificación del problema ........................................................................... 22 1.3 Justificación ................................................................................................... 23 1.4 Objetivos ......................................................................................................... 25

1.4.1 Objetivo general............................................................................................. 25 1.4.2 Objetivos específicos ..................................................................................... 25

1.5 Metodología de trabajo .................................................................................. 25 1.5.1 Limitaciones de la metodología propuesta ..................................................... 30

1.6 Contenido del trabajo final ............................................................................ 31

2. Capítulo II – Conceptos teóricos relacionados con los temas de estudio ......... 33 2.1 Generalidades acerca de los jarillones ......................................................... 33

2.1.1 Geometría típica de diques o jarillones .......................................................... 34 2.2 Infiltración ....................................................................................................... 35

2.2.1 Ecuación de Richards .................................................................................... 36 2.3 Suelos no saturados ...................................................................................... 38

2.3.1 Parámetros hidráulicos del suelo para la Curva Característica Suelo Agua SWCC ...................................................................................................................... 39 2.3.2 Determinación o estimación de la SWCC, funciones hidráulicas y propiedades de suelos no saturados ............................................................................................ 40

2.4 Teoría de deformaciones y análisis de estabilidad de taludes ................... 43 2.4.1 Teoría de la deformación – definición general de deformaciones .................. 43 2.4.2 Modelo de Mohr-Coulomb (Plasticidad perfecta) ........................................... 45 2.4.3 Teoría de estabilidad o de seguridad (Phi-C reduction) ................................. 47

2.5 Antecedentes de trabajos realizados sobre material térreo derivado de las rocas lodosas de los andes colombianos............................................................... 48

2.5.1 Efectos de los ciclos carga – descarga y humedecimiento – secado en el comportamiento geomecánico de las rocas lodosas de los andes colombianos (Torres, 2011) .......................................................................................................... 48 2.5.2 Influencia de la succión en la resistencia al corte de suelos reconstituidos derivados de rocas lodosas (Melo, 2009) ................................................................. 49 2.5.3 Influencia de la degradación en la estructura de suelos reconstituidos derivados de rocas lodosas (Pardo, 2011) ............................................................... 50

XII Evaluación del comportamiento geomecánico de jarillones en materiales

derivados de rocas lodosas.

2.5.4 Comportamiento geotécnico de agregados derivados de rocas lodosas y su uso como material para terraplenes (Gutiérrez, 2014) ..............................................51

2.6 Algunos antecedentes importantes en el estudio de flujo transitorio y estabilidad en jarillones o estructuras similares .................................................... 54

2.6.1 Análisis de estabilidad de taludes en condiciones de desembalse rápido (Cadena, 2005) .........................................................................................................55 2.6.2 Flujo transitorio y establecido en un dique seco (López y Auvinet, 2010) .......56 2.6.3 Estudio del fenómeno de vaciado y llenado rápido en bordos de protección contra inundaciones (Lezama, 2010) ........................................................................56 2.6.4 Evaluación del comportamiento de retención de agua en rellenos compactados (Zielinski et al., 2010) ..........................................................................57 2.6.5 Comportamiento de limos compactados usados para la construcción de terraplenes de inundación (El Mountassir et al., 2010) ..............................................58 2.6.6 Evaluación de la seguridad de bordos de protección bajo condiciones de vaciado y llenado rápido mediante análisis acoplado flujo transitorio-deformación y análisis de estabilidad (De La Fuente et al., 2012) ....................................................58

3. Capítulo III – Análisis de la infiltración en jarillones en materiales compactados derivados de rocas lodosas ..........................................................................................61

3.1 Material de estudio ......................................................................................... 61 3.2 Planteamiento del problema o componentes del análisis ........................... 62

3.2.1 Generalidades ................................................................................................62 3.2.2 Geometría de la estructura de estudio ............................................................62 3.2.3 Parámetros o propiedades hidráulicas del material de estudio .......................63 3.2.4 Condiciones iniciales y de frontera del modelo ...............................................71 3.2.5 Escenarios de modelación .............................................................................72

3.3 Modelación y resultados de los análisis de flujo en 2d en los jarillones de estudio ....................................................................................................................... 75

3.3.1 Modelación de flujo estacionario ....................................................................76 3.3.2 Modelación de vaciado y llenado con tasa de 1,0 m/d ....................................83 3.3.3 Modelación de vaciado y llenado con tasa de 0,2 m/d ....................................88

3.4 Análisis general de los resultados de la infiltración en jarillones en materiales compactados derivados de rocas lodosas ........................................... 93

3.4.1 Efecto del cambio en las presiones y contenido volumétrico de agua ............94 3.4.2 Efecto de las velocidades en el interior de las estructuras de estudio ............96

4. Capítulo IV – Análisis de estabilidad y deformaciones en jarillones en materiales compactados derivados de rocas lodosas ................................................99

4.1 Componentes del análisis .............................................................................. 99 4.1.1 Geometría del problema y parámetros geotécnicos del material de cimentación de las estructuras de estudio .............................................................. 100 4.1.2 Parámetros o propiedades geomecánicas del material de estudio ............... 100 4.1.3 Escenarios de modelación ........................................................................... 102

4.2 Modelación en 2d del comportamiento geomecánico de las estructuras de estudio ..................................................................................................................... 107

4.2.1 Escenario 1: Condiciones de desembalse y parámetros geomecánicos del material variables .................................................................................................... 107 4.2.2 Escenario 2: Condiciones de agua embalsada y parámetros geomecánicos del material variables .............................................................................................. 110

Contenido XIII

4.2.3 Escenario 3: Condiciones de vaciado y llenado y parámetros geomecánicos del material constantes .......................................................................................... 115 4.2.4 Escenario 4: Condiciones de vaciado y llenado y parámetros geomecánicos del material variables ............................................................................................. 119 4.2.5 Escenario 5: Desembalse total instantáneo ................................................. 122

4.3 Análisis general de los resultados de movimientos y estabilidad de jarillones en materiales derivados de rocas lodosas ............................................124

4.3.1 Relación entre procesos de infiltración – ciclos humedecimiento – secado con el cambio en las propiedades geotécnicas del material de estudio ......................... 125 4.3.2 Relación de los procesos de degradación asociada a ciclos h – s en materiales compactados derivados de rocas lodosas con eventuales mecanismos de falla de las estructuras de estudio .......................................................................... 129 4.3.3 Comparación de la estabilidad global de la estructura bajo diferentes escenarios con requerimientos mínimos establecidos en la literatura..................... 138

5. Conclusiones y recomendaciones finales .......................................................... 141 5.1 Conclusiones .................................................................................................141 5.2 Recomendaciones .........................................................................................145 Bibliografía ...............................................................................................................149

Contenido XIV

Lista de figuras

Pág. Figura 1-1: Metodología de trabajo empleada para el desarrollo del presente trabajo.

............................................................................................................... 26

Figura 1-2: Geometría de análisis propuesta para los análisis de infiltración,

deformaciones y estabilidad de taludes del presente trabajo. ......................................... 27

Figura 2-1: Componentes de un jarillón. (Adaptado de Publicación “So, You Live

Behind a Levee!” – ASCE, 2010). ................................................................................... 34

Figura 2-2: Sección de jarillón: A. Tipo 1 con talud 2H:1V y B. Tipo 2 con talud

1.5H:1V - Auvinet et al. 2008 (tomado de Lezama, 2010). .............................................. 35

Figura 2-3: Elementos de la curva de retención o SWCC según Fredlund et al., 1994

(Tomado de Alfaro Soto, 2008: Geotecnia en suelos no saturados). ............................... 39

Figura 2-4: Enfoques para la determinación de la curva de retención o SWCC,

funciones y propiedades de suelos no saturados (Fredlund et al., 2002) – Tomado de

Pérez García, 2008. ........................................................................................................ 41

Figura 2-5: Idea básica de un modelo elástico perfectamente plástico (Tomada de

Materials Model Manual Plaxis®, Version 8). .................................................................. 45

Figura 2-6: Curvas de retención de humedad para el material reconstituido (Tomada

de Melo, 2009). ............................................................................................................... 49

Figura 2-7: Gráficas esfuerzo cortante vs esfuerzo normal del material reconstituido

en condición drenada (Tomada de Melo, 2009). ............................................................. 50

Figura 2-8: Curva granulométrica del material de estudio en condición natural

(Tomada de Gutiérrez, 2014). ......................................................................................... 52

Figura 2-9: Curva de compactación del material que pasa por el tamiz ¾” (Tomada

de Gutiérrez, 2014). ........................................................................................................ 52

Figura 2-10: Tipos de falla considerados para el análisis de estabilidad en el talud

natural (Tomada de Cadena, 2005). ............................................................................... 56

Figura 2-11: Variación de la succión y contenido de agua durante 3 semanas de

experimentos en la cámara ambiental (Tomada de Zielinski et al., 2010). ...................... 57

Figura 2-12: A) Variación de la presión de poro con el tiempo considerando tres

modos de vaciado de un bordo de altura H = 6 m, k = 1x10-6 cm/s y velocidad de vaciado

R=1,0m/d. B) Desplazamientos horizontales al pie del talud obtenidos con dos modelos

constitutivos con k=1x10-6 cm/s y R=1,0 m/d (Tomada de De La Fuente et al., 2012). ... 59

Figura 2-13: A) Variación del factor de seguridad para un bordo de altura H = 6m y

talud 2:1. B) Factores de seguridad obtenidos con los modelos constitutivos MC y HSM

(k=1×10-6 cm/s y R = 1.0 m/d). (Tomada de De La Fuente et al., 2012). ........................ 60

Figura 3-1: Dimensiones típicas de la estructura de estudio dadas en metros (m). . 63

Contenido XV

Figura 3-2: Parámetros de entrada y salida del código Rosetta ®. .......................... 64

Figura 3-3: Curvas características de los materiales de estudio en condición natural. .

.............................................................................................................. 68

Figura 3-4: Curvas características de los materiales de estudio luego de aplicado el

ciclo I de humedecimiento – secado. .............................................................................. 68


ciclo IV de humedecimiento – secado. ........................................................................... 69

Figura 3-6: Condiciones de borde o de frontera del modelo. ................................... 72

Figura 3-7: Figura esquemática sobre relación L/H. ................................................ 73

Figura 3-8: Ubicación de nodos de observación en la estructura de estudio. ........... 75

Figura 3-9: Zonas de análisis de la estructura de estudio. ....................................... 76

Figura 3-10: Carga o altura de presión en la estructura de estudio con densidad de

compactación máxima para la condición de flujo establecido. ........................................ 76

Figura 3-11: Presiones y contenido volumétrico de agua en el talud de aguas arriba –

Base del jarillón (Nodo 8). .............................................................................................. 78

Figura 3-12: Presiones en el cuerpo del jarillón – Zona central y base (Nodos 6 y 9). 78

Figura 3-13: Presiones y contenido volumétrico de agua en el cuerpo del jarillón –

Corona (Nodo 3). ............................................................................................................ 79

Figura 3-14: Presiones en la zona del talud de aguas abajo – Zona central y base

(Nodos 7 y 10). .............................................................................................................. 79

Figura 3-15: Avance del frente húmedo en los jarillones de estudio para diferentes

densidades de compactación. ........................................................................................ 80

Figura 3-16: Contorno de velocidades y vectores de velocidad de jarillón de estudio

con densidad de compactación baja. .............................................................................. 81

Figura 3-17: Comparación entre e para las estructuras de estudio (Condición de

flujo estacionario). .......................................................................................................... 82


compactación máxima (Condición de vaciado y llenado con tasa de 1,0 m/d). ............... 83

Figura 3-19: Comportamiento del vaciado y llenado con tasa de 1,0 m/d en la zona del

talud de aguas arriba de las estructuras de estudio. ....................................................... 84

Figura 3-20: Comportamiento del vaciado y llenado con tasa de 1,0m/d en el cuerpo

de las estructuras de estudio. ......................................................................................... 84


talud de aguas abajo de las estructuras de estudio. ....................................................... 85

Figura 3-22: Comportamiento del vaciado y llenado con tasa de 1,0 m/d en la corona


Figura 3-23: Contorno de velocidades en la estructura de estudio con densidad de

compactación máxima (Rojo: máximo valor, azul mínimo valor). .................................... 86

Figura 3-24: Variación de la velocidad con la profundidad en jarillón material con

densidad de compactación máxima (Tasa de vaciado – llenado 1,0 m/d). ..................... 86


vaciado – llenado con tasa de 1,0 m/d). ......................................................................... 88

Figura 3-26: Carga o altura de presión en el jarillón con densidad de compactación

máxima (Condición de vaciado – llenado con tasa de 0,2 m/d). ..................................... 89

XVI Evaluación del comportamiento geomecánico de jarillones en materiales

derivados de rocas lodosas.

Figura 3-27: Comportamiento del vaciado y llenado con tasa de 0,2 m/d en la parte

central y base del talud de aguas arriba (Nodos 5 y 8) y del talud de aguas abajo (nodos

7 y 5) de las estructuras de estudio. ................................................................................ 90

Figura 3-28: Comportamiento del vaciado y llenado con tasa de 0,2 m/d en la corona



densidad de compactación máxima (Tasa de vaciado – llenado 0,2 m/d). ...................... 92


vaciado – llenado con tasa de 0,2 m/d). .......................................................................... 93

Figura 4-1: Comparación de la correlación de Alpan [17] con las

correlaciones . Dadas en [7] y por Benz & Vermeer [18] (Tomada

de Wichtmann & Triantafyllidis) ..................................................................................... 102

Figura 4-2: Deformaciones y desplazamientos en las estructuras de estudio ......... 107

Figura 4-3: Comportamiento de los desplazamientos en las estructuras de estudio .....

............................................................................................................. 108

Figura 4-4: Relación entre el factor de seguridad y la degradación del material de un

jarillón bajo diferentes densidades de compactación (Escenario 1). .............................. 109

Figura 4-5: Relación entre el factor de seguridad y los parámetros de resistencia del

material de estudio bajo diferentes densidades de compactación. ................................ 109

Figura 4-6: Probables tipos de falla a presentarse en la estructura de estudio bajo

diferentes densidades de compactación (Escenario 1). ................................................ 109

Figura 4-7: Mallas de elementos finitos deformadas (Ampliadas 200 veces) para

diferentes densidades de compactación en la condición inicial y en la falla de los

jarillones de estudio. ..................................................................................................... 110

Figura 4-8: Comportamiento de los desplazamientos en la zona del talud de aguas

arriba (Escenario 2)....................................................................................................... 112

Figura 4-9: Comportamiento de los desplazamientos en la zona central o cuerpo del

jarillón (Escenario 2). .................................................................................................... 112

Figura 4-10: Desplazamientos y deformaciones en el pie del talud de aguas abajo

(Escenario 2). ............................................................................................................. 113


jarillón bajo diferentes densidades de compactación (Escenario 2). .............................. 114

Figura 4-12: Relación entre el factor de seguridad y ángulo de fricción del material de

estudio bajo diferentes densidades de compactación. .................................................. 114


diferentes densidades de compactación (Escenario 2). ................................................ 115


arriba (Nodo 2), zona central (Nodos 3 y 6) y aguas abajo (Nodo 4) – Escenario 3. ..... 116

Figura 4-15: Deformaciones al final del ciclo de vaciado y llenado en el jarillón con

densidad de compactación baja – Escenario 3. ............................................................ 117

Figura 4-16: Relación entre el F.S. y la relación L/H (relacionada con vaciado y

llenado) en jarillones con diferentes densidades de compactación (Escenario 3). ........ 118

Contenido XVII

Figura 4-17: Relación entre el F.S. en condición dinámica y la relación L/H

(relacionada con vaciado y llenado) en un jarillón con densidades de compactación

máxima (Escenario 3). ...................................................................................................118

Figura 4-18: Comportamiento de los desplazamientos en el pie del talud (Nodo 1) y

corona (Nodo 2) en la zona del talud de aguas arriba (Escenario 4). ............................120

Figura 4-19: Comportamiento de los desplazamientos en la base de los jarillones de

estudio (Escenario 4).....................................................................................................120

Figura 4-20: Relación entre el factor de seguridad y tiempo (Degradación del material

y cambio de relación L/H) – Escenario 4. ......................................................................121

Figura 4-21: Relación entre el factor de seguridad y la relación L/H y el porcentaje de

degradación de parámetros de los materiales de estudio (Escenario 4). .......................121


diferentes densidades de compactación (Escenario 4). .................................................122


arriba (Escenario 5). ......................................................................................................122

Figura 4-24: Deformaciones y desplazamientos en el jarillón con densidad de

compactación baja (Escenario 5)...................................................................................123

Figura 4-25: Relación entre el factor de seguridad y vaciado para el jarillón bajo

diferentes densidades de compactación (Escenario 5). .................................................124

Figura 4-26: Posible tipo de falla de un jarillón con densidad de compactación bajo

(Escenario 5). .............................................................................................................124

Figura 4-27: Comparación entre factores de seguridad de escenarios de modelación

que incluyen la degradación de las propiedades geomecánicas del material de estudio en

condición estática y dinámica (Para densidad de compactación máxima). ....................127


que incluyen fluctuaciones en la lámina de agua en las estructuras de estudio en

condición estática y dinámica (Para densidad de compactación máxima). ....................128

Figura 4-29: Inestabilidad de estructuras de estudio por pérdida de resistencia al corte

(1. En construcción, 2. En operación, 3) bajo condición de desembalse rápido) –

Adaptada de Lezama (2010). ........................................................................................131

Figura 4-30: Variación índice de rotura con los ciclos de humedecimiento y secado

para cinco humedades de un ensayo de compactación, tomada de Gutiérrez (2014). ..132

Figura 4-31: Mecanismos de falla asociados a los procesos de degradación de pérdida

de propiedades físicas y rotura de partículas. Izquierda: Tubificación, Derecha: Erosión –

Adaptado de Lezama (2010). ........................................................................................133

Figura 4-32: Variación de volumen especifico con el número de ciclos para cada punto

de la curva de compactación, tomada de Gutiérrez (2014). ...........................................133

Figura 4-33: Mecanismo de falla asociado al proceso de degradación de cambios

volumétricos – Adaptado de Lezama (2010). ................................................................134

Figura 4-34: Mecanismo de falla asociado al proceso de degradación de pérdida de

propiedades de rigidez – Adaptado de Lezama (2010). .................................................135

Figura 4-35: Malla de elementos finitos deformada al momento de la falla para la

estructura de estudio con densidad de compactación baja (Escenario 2). .....................137

Contenido XVIII

Lista de tablas

Pág. Tabla 2-1: Recomendaciones para determinación de: A. Borde libre. B. Ancho de

corona (Tomados de Diques de Tierra y Enrocado – Rodríguez, 2002). ......................... 34

Tabla 2-2: Pendiente de taludes de diques o jarillones. (A. Tomado de, R. Dal-Ré

Tenreiro, 2003. B. Tomado de Watts, PJ et al., 2001). .................................................... 35

Tabla 2-3: Ejemplo de aplicación de los ciclos a un punto de la curva de compactación

– Punto w1 (Tomada de Gutiérrez, 2014). ...................................................................... 53

Tabla 2-4: Valores de propiedades elásticas con respecto a las velocidades de onda

Vp y Vs medidas en laboratorio (Tomada de Gutiérrez, 2014). ....................................... 53

Tabla 3-1: Datos de la granulometría en condición inicial, ciclo I y ciclo IV del material

de estudio. .................................................................................................................. 66

Tabla 3-2: Parámetros hidráulicos para la modelación del flujo transitorio en el

software Hydrus® - Condición inicial del material de estudio. ......................................... 66


software Hydrus® - Ciclo I del material de estudio. ......................................................... 66


software Hydrus® - Ciclo IV del material de estudio. ....................................................... 67

Tabla 3-5: Gravedad específica y relación de vacíos para densidades de compactación

analizadas (corresponden con escenarios 1 y 2). ........................................................... 70

Tabla 3-6: Gravedad específica y relación de vacíos para densidades de compactación

analizadas (escenario 3). ................................................................................................ 71

Tabla 3-7: Etapas de modelación para condición de vaciado y llenado con tasa de 1,0

m/d. .................................................................................................................. 73


m/d. .................................................................................................................. 74

Tabla 3-9: Cálculo de gradiente hidráulico y gradiente hidráulico crítico (Condición de

flujo estacionario). ........................................................................................................... 82

Tabla 3-10: Cálculo de gradiente hidráulico y gradiente hidráulico crítico (Condición

de vaciado y llenado con tasa de 1,0 m/d). ..................................................................... 87

Tabla 3-11: Cálculo de gradiente hidráulico y gradiente hidráulico crítico (Condición

de vaciado y llenado con tasa de 0,2 m/d). ..................................................................... 92

Tabla 4-1: Parámetros geomecánicos del suelo de cimentación. .............................. 100

Tabla 4-2: Parámetros geomecánicos iniciales del material de estudio para las tres

densidades de compactación consideradas. ................................................................. 100

Tabla 4-3: Tiempos y porcentajes de degradación del material de las estructuras de

estudio para la modelación del escenario 3. ................................................................. 106

Contenido XIX

Tabla 4-4: Posibles tipos de falla rotacional de la estructura de estudio para diferentes

escenarios de modelación y densidades de compactación. ..........................................136

Tabla 4-5: Comparación de factores de seguridad globales para las estructuras de

estudio. .................................................................................................................139

1. Capítulo I – Aspectos introductorios

1.1 Introducción

El término jarillón es usado en Colombia para describir una estructura en tierra ubicada

en las márgenes de los ríos, corrientes o cuerpos de agua para el control de

inundaciones temporales.

El objetivo de este trabajo final de maestría es analizar el comportamiento geotécnico de

esta estructura a la luz de las condiciones u acciones a las que está sometido durante su

vida útil. Para esto se analiza el proceso de infiltración en la estructura teniendo en

cuenta diferentes escenarios de análisis o modelación que se pueden presentar en la

realidad dada la naturaleza de la estructura, y posteriormente el comportamiento

geomecánico o respuesta de la misma al ser sometido a las acciones establecidas

previamente en los análisis de infiltración, entre otras.

En este sentido, este estudio incluye la realización de un análisis de flujo transitorio,

análisis de deformaciones, desplazamiento y estabilidad.

A lo anterior se suma el hecho que la estructura de estudio se analiza con un material

terreo derivado de rocas lodosas, el cual puede presentar algunos inconvenientes desde

el punto de vista ingenieril.

Las rocas lodosas de los Andes Colombianos son rocas sedimentarias conformadas por

granos de tamaño limo y arcilla provenientes de la alteración de otras rocas que por

efecto de acciones físicas como la pulverización, desgaste por abrasión, rodamiento de

partículas debido al transporte de las mismas, congelamiento – deshielo, expansión

térmica, relajación de esfuerzos, van reduciendo su tamaño de manera considerable.

Estas partículas también son provenientes de procesos biológicos y químicos que

degradan diferentes tipos de rocas (Torres, 2011).

El estudio de las rocas lodosas ha sido recientemente abordado a nivel nacional e

internacional por diversos autores que han tratado de explicar el comportamiento de

estos materiales desde escalas microscópicas hasta la meso escala, a fin de entender la

influencia de las propiedades físicas y químicas en el comportamiento mecánico del

mismo.

22 Evaluación del comportamiento geomecánico de jarillones en materiales

derivados de rocas lodosas

En Colombia, más específicamente en la Universidad Nacional de Colombia, Sede

Bogotá, se han llevado a cabo una serie de investigaciones consistentes en trabajos de

grado de pregrado, maestría y doctorado bajo la dirección del I.C. MsC. y DIC de la

misma Universidad, profesor Mario Camilo Torres Suárez. Dichos trabajos van

encaminados a ir más allá de las investigaciones realizadas, y pretenden establecer o dar

una idea del comportamiento de este tipo de materiales siendo mucho más concluyente

que las investigaciones realizadas sobre el tema.

Como aspecto importante, se destaca que en los últimos años dentro de esta línea de

investigación, se ha despertado el interés por el estudio del material térreo derivado de

las rocas lodosas, sometido a condiciones de carga – descarga y ciclos de

humedecimiento – secado, a fin de simular el comportamiento de este material bajo

acciones a las que comúnmente se ven expuestas algunas estructuras térreas. Entre las

investigaciones realizadas recientemente, se destacan por su relación con el tema del

presente trabajo, las siguientes:

Influencia de la succión en la resistencia al corte de suelos reconstituidos derivados de

rocas lodosas. Tesis de Maestría. Melo Zabala, Xiomara Elizabeth. (2009).

Influencia de la estructura en el módulo de rigidez al corte en el rango de pequeñas

deformaciones, de suelos reconstituidos derivados de rocas lodosas. Tesis de

maestría. Pardo Romero, Milton Eduardo. (2011).

Comportamiento geotécnico de agregados derivados de rocas lodosas y su uso como

material para terraplenes. Tesis de Maestría. Gutiérrez Angulo, Christian Camilo

(2014).

A estos estudios se suma el presente trabajo, el cual busca dar continuidad a una línea

de investigación sobre rocas lodosas de los Andes Colombianos, abordando una

temática de la mayor importancia para uno de los principales problemas que actualmente

enfrenta el territorio nacional como es el caso de las inundaciones; en este sentido, se

requiere con urgencia que las estructuras de control de inundaciones conocidas

comúnmente como jarillones, se evalúen, diseñen y construyan siguiendo procedimientos

de análisis que consideren los posibles efectos en relación con el comportamiento real

esperado de este tipo de materiales complejos (materiales térreos o agregados derivados

de rocas lodosas) y fuertemente degradables, pero que en muchas regiones es el único

material de construcción del que se dispone.

1.2 Identificación del problema

En la actualidad el uso de agregados derivados de rocas lodosas como materiales de

construcción de obras civiles se ha venido implementando debido a la disponibilidad de

fuentes cercanas para su obtención y a la presencia generalizada en el entorno de rocas

débiles, sedimentarias de grano fino (limolitas, lutitas, fangolitas, etc.), lo cual reduce

satisfactoriamente los costos de operación de cortes adyacentes, y los de construcciones

Capítulo I – Aspectos introductorios 23

de terraplenes, etc. Sin embargo el uso de estos materiales ha generado inestabilidad en

muchos terraplenes lo cual da lugar a grandes deslizamientos y frecuentes movimientos

de las estructuras. (Reyes, 1980).

Al emplear este tipo de materiales derivados de rocas lodosas para la construcción de

diversas obras se han tenido varios problemas debido a las inestabilidades que se

generan. Todos estos problemas terminan por generar un concepto o idea errónea

acerca de los materiales usados para las obras. Aun cuando se desconocen las

verdaderas causas de la falla de una determinada estructura construida con este tipo de

material, se suele acudir a la idea elemental o básica de pensar que el material es malo,

en vista de que está compuesto por minerales arcillosos que de cierta manera pueden

ser nocivos para algunas propiedades mecánicas del suelo. No obstante, en los últimos

años, en diversos países se han desarrollado investigaciones encaminadas a mostrar los

diversos mecanismos que afectan el comportamiento de estas rocas blandas (la

expansividad, desleimiento, compresibilidad) que han servido para caracterizar de cierta

manera al material, pero el problema de estos materiales para su uso en la construcción

es bastante complejo y requiere de un estudio exhaustivo.

Por lo anterior, es necesario estudiar y tener un pleno conocimiento del comportamiento

de estos materiales derivados de las rocas lodosas, especialmente, para el caso de los

jarillones su interacción con el agua, ya que por su naturaleza, estas son estructuras que

siempre van a estar sometidas a los ciclos de humedecimiento – secado y procesos de

infiltración y es importante el estudio de los efectos que pueden tener éstas sobre las

propiedades mecánicas de los materiales y ver cómo influye dicha infiltración en el

comportamiento de tales estructuras.

El presente trabajo final de maestría pretende evaluar el comportamiento geomecánico

de los jarillones construidos en materiales procedentes de rocas lodosas, tomando como

base la información obtenida de investigaciones precedentes que abordan el tema de las

rocas lodosas para el desarrollo de modelos que permitan identificar el comportamiento

de estas estructuras ante el efecto de la infiltración de agua y otros fenómenos

relacionados.

1.3 Justificación

Los jarillones son estructuras comúnmente empleadas para el control de inundaciones en

nuestro país, muchas veces construidas sin ningún tipo de especificación técnica. Por

ello no garantizan un adecuado grado de compactación que certifique un funcionamiento

óptimo de la estructura. En contraste con terraplenes asociados a proyectos de

carreteras y de presas, los terraplenes de inundación o jarillones a menudo han sido

construidos utilizando técnicas tradicionales de bajo costo en lugar de los métodos de

construcción modernos (Morris et al., 2007). El tipo de método tradicional utilizado

generalmente depende de las fuentes locales de material de relleno disponibles (Morris



et al., 2007), y estos métodos menos rigurosos posteriormente pueden resultar en un mal

control de la compactación durante la construcción.

Si bien la palabra jarillón no figura en el diccionario de la Real Academia Española,

existen varios significados acertados o adecuados para ella, por ejemplo, según el

Catálogo de Objetos Geográficos para la Agroindustria de la Palma de Aceite en

Colombia (Cenipalma, 2010), un jarillón es un muro construido longitudinalmente a las

orillas de un río o en su área de ronda, con el fin de contener el flujo de agua

transportado por este, para evitar posibles desbordamientos o inundaciones. Según el

artículo 4 del Código Nacional de Navegación y Actividades Portuarias Fluviales (Ley

1242 de 2008), un dique es sinónimo de un jarillón y se define como un terraplén natural

o artificial, normalmente en tierra, paralelo a las márgenes del río. Se utilizan para

encauzamientos, protección contra inundaciones, entre otros.

En la práctica común de diseño de estas estructuras, se garantiza su funcionamiento

desde el punto de vista hidráulico pero poco se detiene a analizar los efectos que el

cambio en el nivel del agua, pueden tener al interior de la masa térrea, es decir su

comportamiento geotécnico a la luz de los ciclos de humedecimiento – secado que

experimenta, así como los procesos de infiltración que pueda llegar a tener la estructura

en su vida útil. En particular se tiene que dichos efectos pueden ser aún más desastrosos

cuando se utilizan materiales inherentemente degradables como los suelos derivados de

rocas lodosas, toda vez que los mecanismos de deterioro se inician en la escala

microscópica (Torres, 2011) y por lo tanto los colapsos de las estructuras se presentan

de forma súbita, con consecuencias generalmente catastróficas.

En este orden de ideas, y teniendo en cuenta que en la región andina de nuestro país

abundan las rocas sedimentarias formadas por detritos de tamaño limo o arcilla

denominadas como rocas lodosas y que por esto, se convierten en un material de interés

para la construcción debido a la disponibilidad de canteras o fuentes cercanas y

abundantes, es necesario conocer cómo es el comportamiento de estas rocas y

agregados derivados de las mismas para estructuras como los jarillones ante cambios en

los niveles de agua y ciclos de humedecimiento – secado en la masa térrea que

compone la estructura.

Por todo esto, y en vista de la importancia que tienen los jarillones para el control de

inundaciones, es necesario hacer un análisis desde el punto de vista geotécnico, que

permita relacionar el efecto que tienen las variaciones en los niveles del agua de un

cauce o corriente de agua sobre algunas propiedades mecánicas del material usado para

la construcción de los jarillones (para este caso materiales térreos derivados de rocas

lodosas).


1.4 Objetivos

1.4.1 Objetivo general

Evaluar el comportamiento geotécnico de “jarillones” construidos en materiales derivados

de rocas lodosas.

1.4.2 Objetivos específicos

Identificar los efectos de la infiltración asociada a la fluctuación de los niveles de agua,

en la competencia mecánica de los jarillones de estudio.

Determinar la relación entre procesos de infiltración y ciclos de humedecimiento –

secado, con el cambio en las propiedades geotécnicas del material que conforma los

jarillones.

Identificar los procesos de degradación de los materiales compactados y su relación

con eventuales mecanismos de falla que puedan afectar la estabilidad geotécnica de

los jarillones.

1.5 Metodología de trabajo

Con el fin de dar cumplimiento a los objetivos propuestos en el presente trabajo final de

maestría, a continuación se describe la metodología planteada para tal fin. Cabe anotar

que en los capítulos III y IV se detallan todos los aspectos a considerar para el logro de

las actividades, tales como la definición del material de estudio y sus parámetros

hidráulicos y geomecánicos, geometría de la estructura a analizar, las acciones, el

sistema y las reacciones, entre otros aspectos.



Figura 1-1: Metodología de trabajo empleada para el desarrollo del presente trabajo.

La revisión bibliográfica planteada en la Figura 1-1 está encaminada a describir aspectos

importantes de algunas investigaciones realizadas en el marco del grupo de investigación

de rocas lodosas de los andes colombianos y otras investigaciones relacionadas con el

análisis del flujo transitorio e infiltración en estructuras similares a los jarillones, y algunas

generalidades y particularidades sobre los jarillones, con el fin de conocer su

comportamiento geotécnico, entre otros aspectos. Del mismo modo, se explican algunas

formulaciones relacionadas con el problema de infiltración, puntalmente el desarrollo de

la ecuación de Richards, ecuación que resuelve el problema de la infiltración y la cual es

empleada por el software Hydrus ® y la teoría de esfuerzos y deformaciones en suelos,

empleada en el software Plaxis ®.

Revisión bibliográfica (Explicación de procesos de

degradación material de

estudio, modelos de

infiltración, deformaciones,

desplazamientos y

estabilidad de taludes)

Definición de variables

de análisis (1. Geometría de análisis, 2.

Material de estudio, 3.

Escenarios de modelación

debido a las fluctuaciones en

el talud de aguas arriba)

Con base en esto se

realiza:

Análisis

integrado

Compuesto por

análisis de:

Flujo transitorio

Deformaciones,

desplazamientos y

estabilidad

Con el f in de establecer el

comportamiento de:

Con el f in de establecer el

comportamiento de:

Cabeza de presión en el

tiempo.

Deformaciones y

desplazamientos en las

estucturas de estudio.

Contenido volumétrico de

agua en el tiempo.

Velocidades internas en el

tiempo.La falla en el jarillón de estudio.


En cuanto a las variables de análisis se anota que la geometría del sistema de estudio,

compuesto por el jarillón, suelo de cimentación y el nivel de agua en el talud de aguas

arriba, es establecida siguiendo las recomendaciones dadas por Lezama (2010) en su

trabajo para una sección tipo 2 de un bordo o jarillón de protección, con un talud 1,5H:1V

y las recomendaciones de la geometría del modelo propuesto en el trabajo de De La

Fuente H.A. et al. (2012).

Figura 1-2: Geometría de análisis propuesta para los análisis de infiltración,

deformaciones y estabilidad de taludes del presente trabajo.

Es importante resaltar que el objetivo de este trabajo no es estudiar el efecto de la

geometría en la estabilidad de la estructura, razón por la cual se optó por seleccionar una

estructura con taludes de pendiente de entre 30º y 35º para representar condiciones

desfavorables de construcción, práctica común en zonas donde no se cuenta con los

medios para realizar las obras con todos los estándares técnicos de calidad de

conformidad con lo planteado en la identificación del problema y justificación.

Por otra parte, para el material de estudio de la estructura del jarillón se tuvieron en

cuenta en mayor medida los parámetros del material térreo derivado de rocas lodosas

analizado como agregado para la construcción de terraplenes en el trabajo de Gutiérrez

(2014). Dicho material se consideró homogéneo e isótropo para facilidad en la realización

de los análisis. Los parámetros del material se establecieron para tres diferentes

densidades de compactación representadas por puntos de la curva de compactación del

material de estudio (Ver Capítulo III).

Teniendo en cuenta todo lo anterior, se realiza un análisis integrado flujo transitorio –

desplazamientos – estabilidad del sistema propuesto, considerando varios escenarios de

modelación que se explicaran a continuación.

Para dar cumplimiento al primer objetivo específico y describir los efectos de la infiltración

en la competencia mecánica de los jarillones de estudio, el análisis de flujo se realizó

para tres escenarios de modelación diferentes a saber:

El primero, la modelación de flujo estacionario partiendo de una condición inicial en

que el material se encuentra en estado no saturado con cabezas de presiones



negativas tomados referencialmente de otros trabajos de investigación como el de

Orduz (2012) en el cual se evalúan deslizamientos inducidos por procesos de

infiltración en taludes.

El segundo escenario consiste en la modelación de vaciado y llenado con una tasa

relativamente rápida, de 1,0m/d. Para este escenario se tomaron como condición

inicial las cabezas de presión resultantes del escenario anterior.

El último escenario consiste en el vaciado y llenado con tasa de 0,2m/d cuya condición

inicial son también las cabezas de presión resultantes del escenario de flujo

estacionario.

Todo esto se realiza con el fin de representar las diferentes condiciones a las que se

vería expuesta la estructura de una jarillón a lo largo de su vida útil.

Las condiciones de borde o frontera del problema de flujo se establecen de la siguiente

manera: condiciones de cabeza de presión variable en el talud de aguas arriba,

condiciones impermeables en la base del jarillón y condiciones de flujo libre en el talud de

aguas arriba y corona del jarillón.

Los parámetros hidráulicos del material de estudio son estimados a partir de funciones de

pedotransferencia mediante algoritmos incorporados en el software de análisis Hydrus ®.

Estos parámetros se presentan en detalle en el capítulo III.

Por otra parte, tomando como base los resultados de las líneas de infiltración superior

derivadas de las modelaciones realizadas en los diversos escenarios de análisis de flujo

transitorio, se realizaron análisis de esfuerzo – deformaciones con un modelo de análisis

plástico considerando el criterio de resistencia al corte de Mohr Coulomb ya que de

acuerdo con lo realizado por Gutiérrez (2014) en su investigación para el material de

estudio, es posible contar con la mayoría de los parámetros necesarios para la aplicación

de este criterio y de esta manera reflejar las condiciones más reales posibles en los

análisis realizados.

Los parámetros geomecánicos tenidos en cuenta para los análisis, , y son los

mismos tomados para la estimación de los parámetros hidráulicos del material de estudio

para los análisis de infiltración los parámetros, y , son valores típicos para materiales

granulares como el de estudio según la NAVFAC, 1971. Los demás parámetros ( y )

fueron tomados de la investigación de Gutiérrez (2014) y mediante correlaciones de los

módulos de elasticidad dinámicos y velocidades de onda p y s medidas por Gutiérrez

(2014) en su investigación. Dichas correlaciones son explicadas en el capítulo IV.

Con el fin de determinar la relación entre los procesos de infiltración y ciclos de

humedecimiento – secado, con el cambio en las propiedades o degradación del material

de estudio, se proponen cinco escenarios que podrían presentarse en la realidad, dada la

naturaleza de la estructura y los materiales de estudio. La mayoría de estos escenarios


presentados a continuación son los mismos que se realizan comúnmente para el diseño

de este tipo de estructuras:

Escenario 1. Simulación de desembalse y parámetros geomecánicos del material

variables.

Escenario 2. Simulación de condiciones de agua embalsada y parámetros

geomecánicos del material variables.

Escenario 3. Simulación de condiciones de vaciado y llenado y parámetros

geomecánicos del material constantes.



Escenario 5. Desembalse total instantáneo.

Una vez realizados los análisis plásticos mediante modelación por etapas, se procede a

la realización de análisis de estabilidad mediante la herramienta phi – c reductión, para

cada uno de los escenarios mediante el método de reducción de parámetros de

resistencia del suelo hasta llevarlos al valor que produce la falla de las estructuras.

Cabe anotar que tanto en las modelaciones de flujo transitorio, como en los análisis de

deformaciones, desplazamientos y estabilidad son tenidos en cuenta la variación de las

propiedades geotécnicas de los materiales, así como los estados de esfuerzos en los

análisis plásticos realizados.

Para los estados de esfuerzos, el software empleado, Plaxis ®, permite partir de un

estado de esfuerzos inicial. A través de la herramienta de modelación por etapas del

software de análisis, se puede modelar mediante los diferentes escenarios propuestos, la

degradación del material (introduciendo variaciones de los parámetros geomecánicos del

suelo en cada etapa de análisis) y la variación de las condiciones de flujo, tanto de la

lámina de agua en el talud de aguas arriba como de la línea de infiltración superior,

siempre, partiendo del estado de esfuerzos de la etapa anterior y acumulando los

resultados de los mismos.

Es necesario indicar que para el desarrollo del objetivo específico 2, se realizan análisis

de desplazamientos y estabilidad con el software Plaxis® con el fin de realizar gráficas

que relacionan cambios en la lámina de agua en el talud de aguas arriba (variación de

relación de L/H) con variaciones en los parámetros geotécnicos del material de estudio

(% de degradación de parámetros geotécnicos), ambos tenidos en cuenta en la variable

tiempo en el escenario 4, y de manera directa en otros escenarios como el 1 y 2.

Sobre el objetivo específico 3, si bien se describe el hecho de “identificar los procesos de

degradación de los materiales compactados”, se anota que éstos ya han sido plenamente

identificados en otros trabajos del grupo de investigación de rocas lodosas de los andes

colombianos detalladas más adelante, por lo cual para el cumplimiento del mismo se

relacionan éstos procesos con algunos mecanismos de falla, y así mismo los resultados



de los análisis de infiltración y estabilidad de taludes con posibles patrones de falla que

se pueden presentar en las estructuras de estudio asociadas a los efectos de los

procesos de degradación del material de estudio.

1.5.1 Limitaciones de la metodología propuesta

La metodología de trabajo expuesta plantea la realización de un análisis “desacoplado”

de flujo transitorio, deformaciones y estabilidad en la estructura de un jarillón, el primer

análisis, mediante un modelo de suelos no saturados y los otros mediante un modelo de

comportamiento del suelo saturado.

Esta situación puede hacer que se presenten resultados aparentemente contradictorios y

que estos no se puedan generalizar más allá del análisis por separado de cada uno de

los procesos modelados, aunque en términos generales los análisis se acoplan o

integran al modelar los mismos escenarios mediante dos tipos de software distintos pero

con la misma técnica (elementos finitos), al importar la ubicación de la línea de infiltración

superior resultante de los análisis de infiltración en los análisis de deformaciones y

estabilidad realizados y al realizar modelación por etapas y poder variar las propiedades

geotécnicas del material de estudio y tener en cuenta los estados de esfuerzos de una

etapa a otra con el fin de replicar condiciones de variación del nivel freático en el tiempo,

degradación del material y de considerar el estado de esfuerzos de una etapa a otra.

En adición a todo lo anterior, tampoco se pueden generalizar las conclusiones toda vez

que los análisis se establecieron para condiciones geométricas y parámetros geotécnicos

particulares. Sobre los últimos, en el presente trabajo se podrá evidenciar que la

magnitud de los desplazamientos es pequeña debido a las buenas propiedades y

parámetros geomecánicos del material de estudio asumidas de la literatura y tomadas de

los ensayos realizados en los trabajos enmarcados dentro del grupo de investigación en

rocas lodosas de los andes colombianos y materiales térreos derivados de las mismas.

De igual forma, los porcentajes de degradación del material de estudio asumidos, si bien

dan una idea de la degradación que sufre el material ante ciclos de humedecimiento –

secado y son determinados con base en varios estudios realizados en el marco de un

grupo de investigación y algunas referencias internacionales, tampoco permiten

generalizar los resultados ya que no son tomadas de un estudio en específico que

abordara el análisis de variación de todos los parámetros geomecánicos del material de

estudio necesarios para el modelo realizado, sino que son adoptados con base en los

resultados derivados de varios estudios y poseen cierto grado de incertidumbre.


1.6 Contenido del trabajo final

El presente Trabajo Final de Maestría ha sido abordado de la siguiente manera:

El Capítulo I está compuesto por los aspectos introductorios que justifican la realización

de este Trabajo y marcan la pauta a seguir para las actividades a desarrollar en el

mismo.

En el Capítulo II se presentan conceptos técnicos que constituyen el marco de referencia

teórico y conceptual relacionado con los temas de mayor relevancia para este trabajo, ya

que tienen que ver con las teorías o principios fundamentales de ciertos procesos

relacionados con el tema de estudio. Estos temas o teorías están relacionados con la

infiltración en suelos, flujo en medios porosos y algunas propiedades hidráulicas de los

suelos no saturados y análisis de deformación y estabilidad por medio del modelo de

Mohr-Coulomb. Del mismo modo, se describen algunas investigaciones relevantes de los

materiales térreos derivados de las rocas lodosas, y otras referentes al estudio de la

infiltración en estructuras como los jarillones o diques, todos aspectos de referencia muy

importantes para el entendimiento de la temática de estudio en este trabajo.

Seguidamente, en el Capítulo III de este documento se muestra la modelación y análisis

del flujo de agua en tres jarillones con diferentes densidades de compactación con el fin

de representar condiciones ideales, intermedias y bajas de especificaciones técnicas.

Dichas modelaciones consideran variaciones en las propiedades del material y cabezas

de presión variables, asociadas a distintas velocidades de llenado y vaciado, todo con el

fin de simular de la mejor manera las fluctuaciones en los niveles de agua a que están

sometidas estructuras como los jarillones y simular también la degradación del material.

A continuación, en el capítulo IV, se presenta un análisis plástico con el fin de reportar

datos de deformaciones y desplazamientos y un análisis de estabilidad de las estructuras

de estudio influenciadas por la infiltración de agua en el suelo, para lo cual se toma como

base los resultados de las modelaciones derivadas en el capítulo anterior, empleándolos

para realizar un análisis integrado flujo – deformación – estabilidad de las estructuras.

Por último, en el capítulo V, se presentan las Conclusiones derivadas de los análisis

integrados realizados mediante las modelaciones descritas en los Capítulos III y IV y se

dan algunas recomendaciones para el correcto funcionamiento de una estructura como

los jarillones construidos con materiales térreos derivados de rocas lodosas.

Adicionalmente se incluye un apéndice magnético en el cual se incluyen la totalidad de

los resultados de las modelaciones realizadas en el capítulo III y en el capítulo IV y que

no son incorporados en el presente documento.

2. Capítulo II – Conceptos teóricos relacionados con los temas de estudio

Este trabajo se fundamenta en el estudio de la degradación del material térreo derivado

de rocas lodosas usado en la estructura de un jarillón, el cual, debido a su naturaleza,

está sometido a cambios en los niveles de agua, aguas arriba del mismo, lo cual genera

procesos de humedecimiento – secado en el suelo que pueden afectar la estabilidad

geotécnica de la estructura, llevándola inclusive a la falla.

Dichos procesos de humedecimiento – secado, deben estudiarse en términos de

cambios en el contenido volumétrico de agua dentro de la masa del jarillón como

producto de las fluctuaciones del nivel de agua afuera del mismo.

Por lo anterior, este capítulo aborda el estudio de algunos conceptos teóricos sobre la

estructura de estudio, el tema de la infiltración y flujo en medios porosos, análisis de

deformaciones y estabilidad de taludes y un breve recuento de antecedentes importantes

en el tema de material térreo derivado de rocas lodosas y antecedentes en el estudio y

análisis de flujo transitorio en jarillones o estructuras similares.

2.1 Generalidades acerca de los jarillones

La Asociación Estadounidense de Ingenieros Civiles, 2010 (ASCE, por sus siglas en

inglés), citando a The U.S. Federal Emergency Management Agency (FEMA) define un

dique o levee, sinónimo de jarillón, como una "estructura hecha por el hombre, por lo

general un terraplén de tierra, diseñado y construido para contener, controlar o desviar el

flujo de agua a fin de proporcionar una protección contra inundaciones temporales". Los

jarillones son referidos a veces como diques. Como su nombre lo indica, diques de barro

se hacen de la tierra o suelo. El suelo usado para su construcción se compacta para

hacer el dique tan fuerte y estable como sea posible. Para protegerlos contra la erosión y

socavación, los diques pueden ser cubiertos con diversos materiales desde hierba y

grava hasta las superficies más duras como la piedra (escollera), asfalto o concreto

(Véase Figura 2-1).



Figura 2-1: Componentes de un jarillón. (Adaptado de Publicación “So, You Live

Behind a Levee!” – ASCE, 2010).

2.1.1 Geometría típica de diques o jarillones

En Colombia no existe una norma que regule el diseño y construcción de estructuras

como los jarillones y éstas son construidas empleando técnicas de bajo costo y sin seguir

ningún tipo de especificación técnica a diferencia de terraplenes viales e inclusive de

presas.

Para este tipo de estructuras es importante definir la altura, borde libre y ancho de

corona, así como la inclinación de los taludes. Existen recomendaciones para la

determinación de la altura, borde libre y ancho de corona de estructuras como jarillones

y/o diques, las cuales dependen de los caudales de descarga de ríos y el máximo nivel

de embalse como puede apreciarse en la Tabla 2-1.

Tabla 2-1: Recomendaciones para determinación de: A. Borde libre. B. Ancho de

corona (Tomados de Diques de Tierra y Enrocado – Rodríguez, 2002).

A

B

En cuanto a los taludes de éstas estructuras existen varias recomendaciones, las más

importantes sugieren las pendientes de los taludes en función del tipo de material

empleado para el relleno, de la cimentación (si es estable o no), entre otras. A

continuación se presentan algunas de estas recomendaciones según Pequeños

Capítulo II – Conceptos teóricos relacionados con los temas de estudio 35

embalses de uso agrícola, R. Dal-Ré Tenreiro (2003) y Farm dams for the sugar industry,

Watts, PJ et al. (2001):

Tabla 2-2: Pendiente de taludes de diques o jarillones. (A. Tomado de, R. Dal-Ré

Tenreiro, 2003. B. Tomado de Watts, PJ et al., 2001).

A

B

Si bien estas recomendaciones dan una pauta sobre las especificaciones que debe tener

un dique o jarillón para retención de aguas desde el punto de vista de la práctica de la

agricultura, cabe anotar, como se explicó en la justificación, que en ciertas regiones

existen limitaciones en cuanto a los métodos y procesos constructivos y no siempre se

garantiza el cumplimiento de dichas especificaciones. Para este trabajo se tendrán en

cuenta las dimensiones del jarillón o bordo tipo 2 con taludes 1,5H:1V recomendado

tomado de la tesis de Lezama (2010).

Figura 2-2: Sección de jarillón: A. Tipo 1 con talud 2H:1V y B. Tipo 2 con talud

1.5H:1V - Auvinet et al. 2008 (tomado de Lezama, 2010).

A

B

2.2 Infiltración

En el glosario de términos de la traducción del libro de Fredlund (2003) “Unsaturated Soil

Mechanics Implementation in the Geotechnical Engineering Practice”, se establece que la

infiltración es un proceso natural en el que el agua lluvia se introduce en el terreno y viaja

a través de él. Parte del agua infiltrada llega hasta los depósitos de agua subterránea y

parte viaja a través de los horizontes más superficiales y sale nuevamente a superficie y

alimenta las corrientes superficiales de agua. La primera parte es conocida como

infiltración efectiva y la segunda como escorrentía subsuperficial.

Jaramillo J. (2002) en su trabajo “Introducción a la ciencia del suelo” destaca que son

muchos los factores que afectan la infiltración, entre los que se destacan el contenido de



humedad inicial y la saturación del suelo, la permeabilidad, tipo de poros, las condiciones

superficiales del suelo, la homogeneidad del perfil de suelo, entre otros.

2.2.1 Ecuación de Richards

La ecuación de Richards (1931) representa la relación entre la conductividad hidráulica,

la humedad y la succión en función del tiempo en un medio poroso no saturado. Freeze

desarrolla la ecuación de Richards así:

El campo potencial existente entre la zona saturada y no saturada cuando existe flujo

continuo viene dado por la siguiente expresión:

Donde:

potencial hidráulico.

aceleración de la gravedad.

z = cabeza de elevación.

p = presión.

= presión atmosférica.

= densidad del agua.

Si y , siendo cabeza de presión, se tiene:

(2.2)

Teniendo en cuenta que la cabeza hidráulica se define como , entonces, de la

ecuación 2.2 se tiene que la cabeza de presión total viene dada por .

La ley de Darcy para flujo en medios porosos saturados en tres dimensiones puede

escribirse así:

A diferencia de las condiciones para el flujo estacionario, en la ley de conservación de

masa para flujo no estacionario en medios porosos saturados requiere que el flujo neto


de masa de fluido dentro de un elemento de volumen representativo EVR sea igual al

cambio en el tiempo de la masa de fluido almacenada en el EVR (Aiassa, 2008 citando a

Freeze y Cherry, 1979), por tanto, la ecuación de continuidad se escribe de la siguiente

forma:

( )

Reemplazando las ecuaciones 2.3, 2.4 y 2.5 en 2.6, se obtiene la ecuación general de

flujo:

⌊

⌋

⌊

⌋

⌊

⌋

Donde:

contenido volumétrico de agua.

tiempo.

permeabilidad del suelo o conductividad hidráulica.

Para obtener la ecuación de Richards basta con desarrollar ecuaciones en una, dos y

tres dimensiones con base en la expresión anterior, para flujo bien sea estable o

inestable, compresible o no y en un medio saturado o no saturado.

Así mismo, la ecuación de Richards se obtiene para un suelo homogéneo (

), isotrópico, con fluido incompresible ( constante y ) y flujo en medio

no saturado. A continuación se presentan las expresiones en tres, dos y una dimensión

respectivamente. Cabe anotar que en estas ecuaciones es igual al contenido

volumétrico de agua en función de la cabeza de presión .

⌊

⌋

⌊

⌋

⌊

⌋

⌊

⌋

⌊

⌋

⌊

⌋

Teniendo en cuenta que , y reemplazándolo en las ecuaciones 2.8, 2.9 y 2.10,

tenemos las siguientes ecuaciones para en 3D, 2D y 1D respectivamente:

[ (

)]

[ (

)]

[ (

)]



[ (

)]

[ (

)]

[ (

)]

Donde capacidad de humedad específica

.

Por último, para obtener la ecuación de Laplace en función de la succión , basta con

partir de la ecuación general de flujo para acuífero homogéneo (

constante), isotrópico, con fluido incompresible ( constante y ) y ,

flujo en medio saturado y reemplazar :

2.3 Suelos no saturados

La succión es una propiedad muy importante en los suelos no saturados. Esta propiedad,

en cierta medida, determina el movimiento del agua en estos suelos.

Según el glosario de términos de la traducción del libro de Fredlund (2003) “Unsaturated

Soil Mechanics Implementation in the Geotechnical Engineering Practice”, la succión se

define como la capacidad de un suelo de retener agua capilar. Cuantitativamente se

expresa como el trabajo necesario para retirar una unidad de masa de agua de una

unidad de masa de suelo independientemente de la presión osmótica y de otras

influencias.

Fredlund y Rahadjo, (1993) plantearon una relación para el cálculo de la succión total en

los suelos que puede ser relacionada con la presión de vapor del agua mediante la ley

psicrométrica:

(

) (2.17)

Donde: succión total en MPa, succión matricial, succión osmótica,

constante universal de los gases (R = 8.3143 kg/kmol), T = es la temperatura absoluta


medida en grados Kelvin, peso molecular del agua, es el peso unitario del

agua en kg/m3 como una función de T, presión parcial de vapor de agua,

presión de saturación del vapor de agua en equilibrio con una superficie plana de agua

pura a la misma temperatura. La relación es conocida como humedad relativa HR

(%).

2.3.1 Parámetros hidráulicos del suelo para la Curva Característica Suelo Agua SWCC

La curva característica agua – suelo, SWCC (soil – water characteristic curve) o también

conocida como curva de succión o curva de retención del suelo, determina la relación

existente entre la succión y el contenido volumétrico de agua, grado de saturación o

humedad del suelo.

La forma de la curva puede variar dependiendo del tipo de suelo, ya que está

estrechamente relacionada y depende en gran medida de las propiedades índices y

granulometría del material, el peso unitario, entre otros.

En la Figura 2-3 se pueden observar los elementos o parámetros que conforman la curva

característica suelo – agua.

Figura 2-3: Elementos de la curva de retención o SWCC según Fredlund et al., 1994

(Tomado de Alfaro Soto, 2008: Geotecnia en suelos no saturados).

Contenido volumétrico de agua

Esta es una propiedad importante de los suelos no saturados, ya que se constituye en

una variable importante para el análisis del comportamiento de este tipo de suelos. El



contenido volumétrico de agua ( ) se define como la relación existente entre el volumen

de agua respecto al volumen total.

(2.18)

Donde: volumen de agua y volumen total.

Por otra parte, considerando que la porosidad ( ) de los suelos se define como el

cociente entre el volumen de vacíos ( ) y el volumen total de suelo ( ), el contenido

volumétrico de agua ( ) se relaciona con la porosidad de la siguiente manera:

(2.19)

Donde: saturación, y es la porosidad y viene dada por:

(2.20)

Por lo anterior se entiende que, cuándo el suelo está saturado . Esto se conoce

como contenido volumétrico de agua saturado ( ). El contenido volumétrico de agua

residual ( ) corresponde al agua que queda en el suelo después de haberse drenado.

En la curva característica corresponde al punto de inflexión en la curva característica de

succión en el suelo a partir del cual disminuye el valor absoluto de la pendiente de la

curva. También se utiliza la saturación efectiva ( ) o contenido volumétrico normalizado

de agua ( ), que es la relación entre el contenido volumétrico de agua disponible en un

instante de tiempo ( ) y el contenido volumétrico de agua máximo disponible o

porosidad efectiva ( ).

(2.21)

Valor de entrada de aire

Según Fredlund, (2003), el valor de entrada de aire corresponde a la succión en el suelo

en las condiciones en la que comienza el proceso de desaturación, coincidente con el

límite de contracción en los suelos cohesivos. Sinónimo de succión de entrada de aire.

2.3.2 Determinación o estimación de la SWCC, funciones hidráulicas y propiedades de suelos no saturados

Una de las tendencias actuales en la mecánica de suelos no saturados es formar bases

de datos con diferentes tipos de suelos, y con propiedades que van desde propiedades

índice, propiedades mecánicas determinadas en suelos saturados, hasta propiedades

determinadas en condiciones no saturadas y que sirven de base para determinar las


correlaciones y modelos enfocados a la predicción de propiedades más complejas

(Pérez, 20081).

Existen varias maneras de elaborar, determinar o estimar la curva característica suelo –

agua (SWCC) para un determinado tipo de suelo, así como los parámetros y funciones

derivadas de las mismas (Véase Figura 2-4).

Figura 2-4: Enfoques para la determinación de la curva de retención o SWCC,

funciones y propiedades de suelos no saturados (Fredlund et al., 2002) – Tomado de

Pérez García, 2008.

Pérez (2008) citando a Fredlund, Houston y Houston (2002), expresa que existen varios

enfoques para la determinación de las funciones de propiedades de los suelos no

saturados, clasificados en cuatro niveles a saber:

El primer nivel contempla la realización de ensayos de medición directa a través de

sofisticados y costosos equipos de laboratorio. Un segundo nivel estipula la medición de

la SWCC en el laboratorio mediante técnicas y ensayos de laboratorio como el ensayo de

determinación de succión mediante el papel filtro, técnicas de transferencia de vapor,

entre otros.

En el tercer nivel, a través de pruebas de un análisis granulométrico de un material se

estima la curva característica y determina la propiedad del suelo no saturado que se

quiera.

1 Natalia Pérez García – Determinación de curvas características en suelos no saturados con

celdas de presión. Publicación Técnica No. 313 (Instituto Mexicano del Transporte - IMT). Sanfandila, Qro 2008.



El cuarto nivel establece la búsqueda de información entrando a base de datos que

contienen mucha información de diferentes tipos de suelos, se extrae la curva

característica y demás propiedades del suelo muy parecidas al del suelo que se necesite.

Sobre los dos primeros niveles, se requiere del empleo de sofisticados equipos, en el

caso del primer nivel, y ensayos de laboratorio o de campo que pueden demandar mucho

tiempo para la entrega de resultados y el análisis de los mismos, además de los costos

en que se incurre para la realización de pruebas de campo y ensayos de laboratorio.

En cuanto a los niveles tres y cuatro, que contemplan la estimación de las curvas

características entre otras propiedades del suelo, se utilizan software o códigos como los

de SOILPAR y ROSETTA, los cuales trabajan con funciones de pedotransferencia, tema

que se abordará más adelante, y bases de datos públicas como UNSODA (Unsaturated

Soil Hydraulic Database), recopilada por el departamento de agricultura de EEUU.

Estimación de parámetros hidráulicos del suelo a través de funciones de

pedotransferencia

Las funciones de pedotransferencia (PTF, por sus siglas en inglés), en su mayoría

empíricas, estiman las propiedades hidráulicas del suelo teniendo en cuenta la

composición textural del suelo, la granulometría, densidad aparente, contenido de

materia orgánica, entre otros. No obstante, existen diferentes tipos de PTF.

De acuerdo con Zimmermann, E. D. y Basile, P. A. (2008), un primer tipo se basa en

clasificar los suelos por su composición textural y asignar iguales parámetros asumiendo

que suelos similares tienen parámetros hidráulicos similares. Otro grupo de PTF se basa

en ecuaciones de regresión lineal o no lineal ofreciendo una solución con propiedades

hidráulicas que varían en forma continua a través del triángulo de clasificación textural

del USDA (United States Department of Agriculture).

Para mejorar las predicciones realizadas por las funciones PTF, usualmente se emplea

una mayor cantidad de parámetros del suelo como información adicional, entre estos la

densidad aparente, la porosidad, el contenido de materia orgánica, y algunos autores

usan uno o más puntos de la curva de retención.

Un ejemplo del uso de las funciones PTF para la estimación de los parámetros

hidráulicos de un suelo fue el trabajo de investigación realizado por Zimmermann, E. D. y

Basile, P. A. (2008), quienes utilizaron diferentes procedimientos para estimar

propiedades hidráulicas de suelos limosos, representativos de un sector de la llanura

argentina, partiendo de información granulométrica, y de parámetros físico-químicos

disponibles en las cartas de suelos de Instituto Nacional de Tecnología Agropecuaria

(INTA). Además, emplearon valores de referencia característicos propuestos por otros


autores para las composiciones texturales de las 321 muestras analizadas, funciones de

pedotransferencia incluidas en los códigos SOILPAR y Rosetta junto con regresiones

lineales entre parámetros hidráulicos y físicos ajustadas con datos de UNSODA

(Zimmermann y Basile, 2007). Los pronósticos se comparan con valores obtenidos

mediante calibraciones de modelos matemáticos hidrológicos y resultados de ensayos

compilados de estaciones de INTA. Se concluyó que los procedimientos que emplean las

PTF son los que mejor pronostican los parámetros hidráulicos, principalmente el código

Rosetta (Tomado de la fuente).

2.4 Teoría de deformaciones y análisis de estabilidad de taludes

En este numeral se presentan los aspectos conceptuales relacionados con las teorías,

modelos y relaciones constitutivas de deformación y estabilidad que son empleadas por

el software usado en este trabajo, Plaxis®, para la resolución del problema geotécnico

objeto de estudio.

2.4.1 Teoría de la deformación – definición general de deformaciones2

La deformación es un tensor (denotado con dos líneas debajo) el cual puede ser

representado por una matriz como:

[

] (2.22)

Las deformaciones son las derivadas de los componentes de los desplazamientos, por

ejemplo, , donde puede ser , o . De acuerdo con la teoría de las

pequeñas deformaciones, sólo la suma de las componentes de las deformaciones

cortantes y resultan en deformaciones cortantes. Esta suma es denominada como

deformación cortante . Por consiguiente, en vez de , , , , y son

usadas las componentes de las deformaciones cortantes , y respectivamente.

Bajo la condición anterior, las deformaciones son frecuentemente escritas en notación

vectorial (identificado con una línea debajo), la cual agrupa seis diferentes componentes:

( ) (2.23)

2 Teoría tomada de Materials Models Manual Plaxis® Version 8.



Donde:

(2.24)

(2.25)

(2.26)

(2.27)

(2.28)

(2.29)

De manera similar que para esfuerzos, componentes de deformaciones normales

positivas se refieren a extensión, mientras componentes de deformaciones normales

negativas indican compresión. En la formulación de los modelos de materiales donde son

considerados incrementos de deformación infinitesimales, estos son representados por

tasas de deformación (con un punto sobre el símbolo de deformación).

( ) (2.30)

Para condiciones de deformaciones planas, como las consideradas en Plaxis®,

(2.31)

En analogía con las invariantes de esfuerzos, pueden ser también definidas invariantes

de deformaciones. Una deformación invariante que es frecuentemente usada es la

deformación volumétrica, , la cual es definida como la suma de todas las componentes

de la deformación normal:

(2.32)

La deformación volumétrica es definida como negativa para compresión y positiva para

dilatancia.


Para modelos elastoplásticos, como los usados en Plaxis ®, las deformaciones son

descompuestas en componentes elásticas y plásticas, donde la letra indica

deformaciones elásticas y la deformaciones plásticas.

(2.33)

2.4.2 Modelo de Mohr-Coulomb (Plasticidad perfecta)3

Este modelo se utiliza como una primera aproximación al comportamiento del suelo en

general. El modelo incluye cinco parámetros, a saber: el módulo de Young ( ), el

coeficiente de Poisson ( ), la cohesión ( ), el ángulo de fricción ( ), y el ángulo de

dilatancia ( ).

La Plasticidad está asociada con el desarrollo de deformaciones. Para evaluar si ocurre o

no la plasticidad en un cálculo, una función de fluencia (f) es introducida como una

función de esfuerzo y deformación. La plastificación es referida a la condición f = 0. Un

modelo perfectamente plástico es un modelo constitutivo con una superficie de fluencia

fija, es decir una superficie de fluencia que es completamente definida por los parámetros

del modelo y no es afectada por deformaciones (plásticas). Para estados de esfuerzos

representados por puntos dentro de la superficie de fluencia, el comportamiento es

puramente elástico y todas las deformaciones son reversibles.

Comportamiento elástico perfectamente plástico

Figura 2-5: Idea básica de un modelo elástico perfectamente plástico (Tomada de

Materials Model Manual Plaxis®, Version 8).

Las deformaciones y las tasas o velocidades de deformaciones se dividen en dos

partes: una componente elástica y una componente plástica (Véase Figura 2-5).

3 Teoría tomada de Materials Models Manual Plaxis®, Version 8.



(2.34)

Donde: son las deformaciones, son las deformaciones elásticas y las

deformaciones plásticas. El término corresponde a la tasa o velocidad de deformación.

La ley de Hooke se usa para relacionar las velocidades de esfuerzos con las velocidades

de deformaciones elásticas. Recordando, la ley de Hooke viene dada por la siguiente

expresión:

(2.35)

Donde es la tasa de esfuerzo efectivo y es la tasa de deformación elástica.

Sustituyendo la ecuación 2.34 en la ley de Hooke, se tiene:

(2.36)

De acuerdo con la teoría clásica de plasticidad (Hill, 1950), las tasas de deformaciones

plásticas son proporcionales a la derivada de la función de fluencia con respecto a los

esfuerzos. Esto significa que las tasas de deformaciones plásticas pueden ser

representadas como vectores perpendiculares a la superficie de fluencia. Esta forma

clásica de la teoría es referida como plasticidad asociada.

Sin embargo, para funciones de fluencia del tipo Mohr-Coulomb, la teoría de plasticidad

asociada conduce a una sobre estimación de la dilatancia. Es por esto, que además de la

función f de fluencia, se incluye una función de potencial plástico g. El caso es

denominado como plasticidad no asociada. En general, las tasas de deformaciones

plásticas son escritas como:

(2.37)

En la cual es denominado como multiplicador plástico. Para comportamiento puramente

elástico es cero, mientras que en el comportamiento plástico este multiplicador tiene un

valor positivo.

(2.38)

(2.39)


Estas ecuaciones pueden ser usadas para obtener la siguiente relación entre las tasas

de esfuerzos efectivos y de deformaciones para la condición de elastoplasticidad

(

) (2.40)

Donde:

(2.41)

El parámetro es usado como un interruptor. Si el comportamiento del material es

elástico como fue definido en la ecuación 2.38, el valor de es igual a cero; mientras que

para plasticidad, la ecuación 2.39, este valor es igual a la unidad.

2.4.3 Teoría de estabilidad o de seguridad (Phi-C reduction)4

En Plaxis ®, los análisis de seguridad o estabilidad de taludes son realizados mediante la

herramienta Phi-C reduction. Esta herramienta es empleada para el cálculo del factor de

seguridad.

El procedimiento Phi-C reduction consiste en reducir progresivamente los parámetros de

resistencia y del suelo hasta que se produce la rotura de la estructura. El

multiplicador total ∑ , parámetro definido por los creadores del software, se utiliza

para definir el valor de los parámetros de resistencia del suelo en una etapa dada del

análisis:

∑

(2.42)

Los parámetros de resistencia con el subíndice “input” hacen referencia a las

propiedades introducidas en los conjuntos de datos de los materiales y los parámetros

con el subíndice “reduced” se refieren a los valores reducidos utilizados en el análisis. Al

inicio del cálculo ∑ vale 1.0, con lo que todas las resistencias de los materiales se

fijan en sus valores no reducidos.

Un cálculo del tipo Phi-c reduction se lleva a cabo utilizando el procedimiento de “Número

de pasos de avance de la carga”. El multiplicador incremental Msf se utiliza para

4 Teoría tomada de Manual de Referencia Plaxis®, Versión 8.



especificar el incremento de la reducción de la resistencia correspondiente al primer paso

de cálculo. Este incremento se fija por defecto en 0.1, que resulta ser por regla general

un buen valor inicial. Los parámetros de resistencia se reducen sucesivamente de forma

automática hasta que se han realizado todos los “pasos adicionales”. Por defecto, el

número de pasos adicionales está fijado en 30, pero se puede dar aquí un valor mayor,

hasta un máximo de 1000, si es necesario. Debe comprobarse siempre si el paso final ha

dado como resultado un mecanismo de rotura completamente desarrollado. Si éste es el

caso, el factor de seguridad viene dado por:

∑ (2.43)

2.5 Antecedentes de trabajos realizados sobre material térreo derivado de las rocas lodosas de los andes colombianos

En el estudio acerca del estado del conocimiento sobre el material térreo derivado de

rocas lodosas, existen múltiples investigaciones a nivel nacional e internacional en donde

se han realizado importantes aportes en cuanto al comportamiento del mismo teniendo

en cuenta las propiedades físicas y químicas de este material. No obstante, en este

numeral se resaltarán algunos trabajos que se consideran importantes para el desarrollo

del presente trabajo de maestría y que hacen parte del grupo de investigación de rocas

lodosas de los Andes Colombianos y materiales térreos derivados de las mismas dirigido

por el Doctor Mario Camilo Torres Suárez.

2.5.1 Efectos de los ciclos carga – descarga y humedecimiento – secado en el comportamiento geomecánico de las rocas lodosas de los andes colombianos (Torres, 2011)5

En esta investigación realizada por Torres (2011) si bien se abordan temas relacionados

con “rocas lodosas” y no el material térreo derivado de las mismas, para el desarrollo del

presente trabajo final de maestría es una primera aproximación al conocimiento de la

génesis, características físicas y químicas, comportamiento geomecánico de una roca

que es clasificada dentro del mismo grupo de la roca madre del material de estudio.

En este trabajo, Torres estudia el comportamiento del material ante ciclos de

humedecimiento – secado mediante la implementación de la técnica de equilibrio de

vapor y la evaluación del comportamiento del material una vez aplicados o impuestos los

5 Tesis Doctoral desarrollada por Mario Camilo Torres Suárez (2011). Ing. Civil Universidad La

Gran Colombia, MSc en Geotecnia, Doctor en Ingeniería – Geotecnia Universidad Nacional de Colombia – Sede Bogotá.


ciclos, a través de procedimientos como secciones delgadas, microscopia electrónica de

barrido, técnica de inyección de nitrógeno, porosimetría por inyección de mercurio,

velocidades de ondas ultrasónicas, entre otras.

Dentro de los resultados más relevantes se determinaron los principales mecanismos de

falla de las rocas lodosas, que se desarrollan inicialmente en la escala microscópica,

exhibiendo tanto degradación física como química; también se determinó la reducción

progresiva en resistencia y rigidez, la primera hasta el 100% y 60%, y la segunda hasta el

70% y 30%, con ciclos h – s y c – d – r, respectivamente. El comportamiento mecánico

del material transitó desde el que representa una roca dúctil hasta un suelo frágil (Torres,

2011).

2.5.2 Influencia de la succión en la resistencia al corte de suelos reconstituidos derivados de rocas lodosas (Melo, 2009)

Este trabajo de investigación trata sobre el estudio de la succión en materiales derivados

de rocas lodosas, más exactamente suelos compactados (reconstituidos).

En esta investigación se aborda un marco de referencia relacionado con los temas de

succión y resistencia al corte directo en suelos no saturados y un componente

experimental en donde se caracteriza el material de estudio, se elaboran las muestras

compactadas y se imponen diversos valores de succión mediante la técnica de equilibrio

de vapor para posteriormente ejecutar ensayos de corte directo en condición drenada y

no drenada.

Como resultado de esta investigación, se obtuvieron dos curvas de retención de

humedad graficando los valores correspondientes a los cuatro niveles de succión

empleados. En la Figura 2-6 se presenta la curva obtenida mediante los datos iniciales

de saturación.

Figura 2-6: Curvas de retención de humedad para el material reconstituido (Tomada

de Melo, 2009).



Adicionalmente, se realizaron curvas de esfuerzo cortante ( ) vs esfuerzo normal ( ) en

condición drenada y no drenada para cada uno de los ciclos de humedecimiento –

secado aplicados (Véase Figura 2-7). Estos datos sirven de referencia para conocer que

tanto varían los parámetros mecánicos del suelo en función de la degradación del

material representada en ciclos de humedecimiento – secado.

Figura 2-7: Gráficas esfuerzo cortante vs esfuerzo normal del material reconstituido en

condición drenada (Tomada de Melo, 2009).

En la Tabla 13 de su trabajo, Melo (2009) presenta los resultados de los parámetros c y

ϕ’, para uno y tres ciclos de humedecimiento – secado y varios niveles de succión

impuestos al material de estudio. En estos resultados puede evidenciarse que la

variación del parámetro ϕ’ es del orden de 7% en promedio y el parámetro c de 14%

aproximadamente.

2.5.3 Influencia de la degradación en la estructura de suelos reconstituidos derivados de rocas lodosas (Pardo, 2011)

Esta tesis aborda el tema del cambio de la estructura de dos tipos de suelos

reconstituidos de rocas lodosas (suelo granulometría media y fina) compactados y

sometidos a ciclos de humedecimiento – secado. Para esto, se realizó el análisis de

secciones delgadas y de imágenes tomadas con microscopio de barrido electrónico

(SEM) y como métodos indirectos, se utilizó la medición de velocidad de onda P y de

onda S, determinación de relaciones de fase, porosimetrías por inyección de mercurio

(MIP) y sortometrías por inyección de nitrógeno líquido.

A diferencia de la tesis anterior (Melo, 2009), en esta investigación se analizó el

comportamiento de dos tipos de materiales: una granulometría media y una


granulometría fina, las cuales al compactarlas, arrojaron dos valores distintos de

humedad óptima y densidad seca máxima.

Los resultados de los ensayos y análisis de resultados en esta investigación realizados

bajo diferentes ciclos de humedecimiento - secado, pueden constituir un aporte

significativo para establecer una posible relación con el comportamiento esperado en la

estructura del jarillón.

Se anota que los ciclos de humedecimiento usados en esta investigación (los niveles de

succión) y la metodología para la reconstitución del material son similares al del estudio

de Melo (2009), ya que fueron tomadas de las mismas fuentes, aspecto muy importante

para correlacionar los datos, resultados y análisis obtenidos en éstas dos investigaciones

con los posibles resultados esperados de los análisis del jarillón en materiales derivados

de roca lodosas.

En este trabajo se hicieron estimaciones del módulo de rigidez al corte Go, relación de

Poisson y peso unitario seco d mediante la medición de ondas Vp y Vs, obteniéndose

variaciones del 40%, 27% y 4% respectivamente para granulometrías medias y del 15%,

50% y 4% respectivamente para granulometrías finas. Estas variaciones se dan entre los

ciclos 0 al 3.

2.5.4 Comportamiento geotécnico de agregados derivados de rocas lodosas y su uso como material para terraplenes (Gutiérrez, 2014)

Esta investigación es de suma importancia para el desarrollo del presente trabajo final de

maestría, puesto que se trata del estudio de un material térreo o agregados derivados de

rocas lodosas y se analiza su comportamiento al ser sometido a ciclos de

humedecimiento – secado y procesos de compactación al final de los mismos. De este

estudio se toman la mayoría de parámetros que alimentan de manera directa o indirecta,

los modelos llevados a cabo.

A diferencia de la investigación abordada en el numeral anterior, en esta tesis se estudió

el material como agregados para terraplenes, lo que en la práctica es una estructura

parecida a un jarillón, que es la estructura geotécnica analizada en el presente trabajo

final de maestría.

En este trabajo el autor realiza un ensayo de granulometría del material que pasa por el

tamiz ¾” y elabora una curva granulométrica del agregado derivado de roca lodosa para

tamaños menores a ¾” y posteriormente somete el material de estudio en condición

natural a un ensayo de compactación por la metodología del proctor modificado, elabora

una curva de compactación en el laboratorio y establece cinco puntos de análisis para la

implementación de ciclos de humedecimiento – secado (Véanse Figura 2-8 y Figura 2-9).



Figura 2-8: Curva granulométrica del material de estudio en condición natural

(Tomada de Gutiérrez, 2014).

Figura 2-9: Curva de compactación del material que pasa por el tamiz ¾” (Tomada de

Gutiérrez, 2014).

En su investigación, Gutiérrez somete a cada punto de la curva de compactación del

material en condición natural, a ciclos de humedecimiento – secado, previamente

establecidos y presentados en la Tabla 2-3, y al final de cada ciclo se realiza un ensayo

de rotura de partículas en donde puede apreciarse la diferencia de las mismas con la

curva granulométrica del material en condición natural presentada en la Figura 2-8 (esta

comparación de curvas granulométricas puede observarse en el Anexo No.5 del trabajo

de Gutiérrez, 2014). Del mismo modo, después de la compactación y para cada

momento de los ciclos de humedecimiento - secado se evalúan, mediante la medición de

velocidades de onda Vp y Vs las propiedades elásticas del material como el módulo de

elasticidad dinámico (E), módulo dinámico Bulk (K), módulo dinámico de corte (G) y la

relación de Poisson (μ). (Véase Tabla 2-4).


Tabla 2-3: Ejemplo de aplicación de los ciclos a un punto de la curva de

compactación – Punto w1 (Tomada de Gutiérrez, 2014).

Tabla 2-4: Valores de propiedades elásticas con respecto a las velocidades de onda

Vp y Vs medidas en laboratorio (Tomada de Gutiérrez, 2014).

Así mismo, en su análisis de relaciones de fase, Gutiérrez determina los valores de

pesos, volúmenes, relación de vacíos, porosidad y grado de saturación para los

diferentes ciclos de todos los puntos de humedades demarcados en la curva de

compactación de la Figura 2-9, los cuales se relacionan en el Anexo No.4 del trabajo de

Gutiérrez, 2014.

Gutiérrez analiza el material ante la acción de los ciclos de humedecimiento – secado y

establece relaciones importantes entre el cambio de relaciones de fase, cambios

volumétricos, pesos unitarios, con relación a los ciclos impuestos, entre otros.

Además concluye que si bien antes de la aplicación de los ciclos de humedecimiento –

secado en el material de estudio, el material muestra una buena tendencia de

comportamiento ingenieril (considerando los parámetros %CBR, E, y G), haciendo

referencia a las clasificaciones convencionales de la literatura sin embargo los cambios

en porcentajes después de la aplicación de los ciclos reducen altamente los parámetros



principalmente, cuando el material se satura hasta que tiende a valores muy pequeños

en el tiempo.

En cuanto al análisis de rotura de partículas establece que los tamaños de los granos

que inicialmente se tenían no solo son afectados por la compactación inicial sino también

por los efectos de los ciclos de humedecimiento y secado.

En lo que respecta a la degradación o variación de las parámetros geotécnicos del

material de estudio, Gutiérrez (2014), en el capítulo V de su investigación resalta los

efectos de la degradación en las propiedades mecánicas del material derivado de rocas

lodosas, centrándose en parámetros de rigidez obtenidos a través de velocidades de

ondas de corte como módulo de elasticidad E, módulo de corte G y porcentaje de CBR.

En este sentido, según los resultados de la tabla 5.5 en el documento de Gutiérrez

(2014), se observa cómo la variación del parámetro E es en promedio del 15%. De

acuerdo con Gutiérrez (2014), la tendencia muestra que a medida que se aumenta un

determinado ciclo los cambios son más pequeños. En el primer ciclo el módulo no

presenta un efecto de reducción debido a que la onda viaja con más facilidad por el

medio poroso el cual está lleno de aire y no de agua. Según el autor, el parámetro G

presenta una variación de más del 20%. Del mismo modo la variación del CBR está entre

un 10 a 20% dependiendo del ciclo.

Por otra parte, el autor también presenta en el capítulo V de su documento un análisis de

relaciones de fases y evaluación de cambios volumétricos, en el que se hace evidente

cómo algunas propiedades físicas del material de estudio y de interés para el presente

trabajo final de maestría, como el peso unitario total, presentan una reducción de entre el

4 y 6% en todos los ciclos de humedecimiento – secado analizados.

Finalmente, Gutiérrez en su investigación termina concluyendo que ante la posibilidad de

utilizar estos materiales como material de relleno en terraplenes, al menos desde el punto

de vista de dificultades durante el proceso de compactación en campo, no se prevé

problemas, dado que normalmente y con facilidad se consigue que la energía que

transmiten los equipos de compactación en campo sea mayor que la energía de

laboratorio.

2.6 Algunos antecedentes importantes en el estudio de flujo transitorio y estabilidad en jarillones o estructuras similares

En esta sección se relacionan algunos estudios que analizan el comportamiento

geotécnico de jarillones y estructuras similares mediante modelos físicos, métodos

analíticos, y mediante la técnica de elementos finitos. Se describirá, entre otros aspectos,


los principales aportes o conclusiones de cada uno de los estudios para el presente

trabajo.

2.6.1 Análisis de estabilidad de taludes en condiciones de desembalse rápido (Cadena, 2005)

Esta tesis estudia el fenómeno de desembalse rápido y sus implicaciones en la

estabilidad de taludes. Para esto, el autor considera dos casos de estudio que son el

caso de un talud aguas arriba de una presa y un talud natural asociado a la ladera de un

río o un lago, analizando, para ambos casos, el proceso de desembalse total instantáneo

(es decir, para t>0 el nivel de agua embalsada es igual a cero) y desembalse rápido (para

t>0 el nivel de agua embalsada es igual a la altura del talud menos el producto de una

tasa de desembalse por el tiempo transcurrido), con el fin de encontrar la línea superior

de infiltración mediante el uso de la teoría de flujo en medios porosos y la técnica de

diferencias finitas para solucionar la ecuación de flujo.

Conociendo la ubicación de esta línea superior de infiltración, se emplea un método de

análisis de estabilidad que considera superficies de falla espiral-logaritmo, para evaluar la

estabilidad de un talud sometido a desembalse rápido a diferentes tiempos después de

que se presenta dicho fenómeno. El autor desarrolla un software denominado AETDRUN

(Análisis de Estabilidad de Taludes en Condiciones de Desembalse Rápido), mediante el

cual se realiza el cálculo del flujo para encontrar la línea de infiltración superior y/o se

analiza la estabilidad de un talud afectado por un proceso de desembale rápido.

Para el presente trabajo, se tendrá en cuenta la definición de falla alta, intermedia y baja

para el caso de talud o ladera natural establecida por Cadena 2005 en su tesis y

presentada a continuación:

Falla baja (Falla 1): la superficie de falla es tangente a la parte inferior del talud e

intercepta la cara del mismo en la abscisa correspondiente a un tercio (1/3) de la

proyección horizontal de su altura.

Falla intermedia 1 (Falla 2): en este tipo de falla, la superficie de falla es tangente a la

parte inferior del talud e intercepta su cara en la abscisa correspondiente a dos tercios

(2/3) de la proyección horizontal de la altura del mismo.

Falla intermedia 2 (Falla 3): la superficie de falla es tangente a la parte inferior del

talud e intercepta la cara del talud en la abscisa correspondiente a la proyección

horizontal de su altura (ht).

Falla intermedia 3 (Falla 4): para este tipo de falla, la superficie de falla es tangente a

la parte inferior del talud, al igual que en los demás tipos, pero intercepta la parte alta

del talud en la abscisa correspondiente a la proyección horizontal de la altura del talud

(ht) más la mitad de la distancia n.ht, que define la frontera de dirección de flujo

considerada.



Falla alta (Falla 5): la superficie de falla es tangente a la parte inferior del talud,

interceptando la parte más alta del mismo en la abscisa que corresponde a la

proyección horizontal de la altura del talud (ht) más la distancia n.ht.

Figura 2-10: Tipos de falla considerados para el análisis de estabilidad en el talud

natural (Tomada de Cadena, 2005).

2.6.2 Flujo transitorio y establecido en un dique seco (López y Auvinet, 2010)

López-Acosta y Auvinet Guichard (2010) analizan el comportamiento del flujo de agua en

la excavación de un dique seco localizado en la congregación de Allende, México, el cual

se encuentra localizado cerca de la desembocadura del río Coatzacoalcos. Este análisis

incluyó la evaluación del sistema considerando flujo estacionario y flujo transitorio, y los

resultados obtenidos se refieren principalmente a la distribución de potenciales

hidráulicos, velocidades de flujo, gasto de infiltración y estabilidad de excavación por la

subpresión en el fondo de la misma. Para una mayor compresión del problema de

estudio, se modelaron diferentes escenarios que incluían cambios en las condiciones

geométricas, de frontera obras de estabilización contempladas en los diseños como

taludes 2:1 y muros verticales.

Como aspectos importantes, los autores concluyen que la construcción de una pantalla

de bentonita alrededor de la excavación con taludes 2:1, ayuda principalmente a reducir

el gradiente de salida y el gasto de infiltración en el dique y la construcción de pozos de

bombeo o de alivio, ayudarían a incrementar el factor de seguridad contra la subpresión.

2.6.3 Estudio del fenómeno de vaciado y llenado rápido en bordos de protección contra inundaciones (Lezama, 2010)

Este trabajo de investigación, Lezama analiza el fenómeno de llenado y vaciado rápido

en bordos de protección construidos en la zona de estudio: Ciudad de Villahermosa,

Estado de Tabasco en México (Un bordo de protección en la margen de los ríos y uno de

protección de áreas urbanas). Para esto el autor realiza una descripción de los

antecedentes en cuanto al tema de flujo de agua, y de las características geológicas e


hidrológicas de la zona de estudio y de los bordos de protección en general, para

posteriormente modelar el flujo transitorio de agua en este tipo de estructuras.

Para analizar este fenómeno, el autor estudia la variación en la magnitud de los

gradientes hidráulicos en el cuerpo del bordo en el tiempo para condiciones de vaciado y

llenado rápido, considerando variaciones en el material, geometría del bordo (ángulo del

talud), velocidad en tasas de vaciado y llenado, y la incidencia de otras estructuras

hidráulicas (posición y cantidad) en el cuerpo del bordo. Además, se incluye el efecto de

la lluvia en la zona de estudio para los análisis. Todo lo anterior mediante el empleo de

un método analítico propuesto por J. Alberro y el software PLAXFLOW que soluciona el

problema a través del método de elementos finitos.

En términos generales, el autor concluye que para los dos tipos de bordos analizados las

condiciones que pueden afectar su estabilidad son la generación de altos gradientes

hidráulicos que ocasionen tubificación global o local en el talud aguas arriba conforme

desciende la lámina de agua. Además, con respecto a los análisis paramétricos, el autor

concluye que el uso de materiales muy impermeables no es muy conveniente para la

estabilidad de la estructura debido a las altas velocidades de flujo y que para ángulos del

talud mayores de 35º se favorece el aumento del gradiente hidráulico, pudiendo

sobrepasar el gradiente crítico de aproximadamente 1.

2.6.4 Evaluación del comportamiento de retención de agua en rellenos compactados (Zielinski et al., 2010)

En esta investigación se desarrolló una investigación sobre la evaluación de la retención

de agua en el comportamiento de rellenos compactados, sobre un relleno que se utiliza

para construir un terraplén de protección contra las inundaciones en Escocia.

Figura 2-11: Variación de la succión y contenido de agua durante 3 semanas de

experimentos en la cámara ambiental (Tomada de Zielinski et al., 2010).



Para esto obtuvieron la curva de retención en laboratorio mediante las técnicas de

psicrómetro, papel filtro y porosimetría por intrusión de mercurio, con base en un modelo

físico de terraplén a escala, bien instrumentado y sometido a ciclos de humedecimiento –

secado para evaluar la succión y el contenido de agua en el sistema (Véase Figura 2-11).

Como resultado final se encontró una buena relación entre el comportamiento de la

retención de agua en el terraplén compactado in situ, con los resultados de laboratorio.

2.6.5 Comportamiento de limos compactados usados para la construcción de terraplenes de inundación (El Mountassir et al., 2010)

Los autores de esta investigación, estudiaron el comportamiento de los sedimentos

compactados usados para construir terraplenes contra inundaciones. Aquí se investiga el

comportamiento mecánico de los materiales no saturados de los terraplenes

compactados ubicados a lo largo del río Solo en Bengawan, Indonesia, mediante pruebas

in situ y ensayos en laboratorio, estudiándose principalmente de manera experimental el

colapso volumétrico y la variación del esfuerzo cortante con la succión. Se encontró que

a densidades bajas, similares a las encontradas in situ, el material está expuesto a

colapso volumétrico. Además, según ensayos triaxiales llevados a cabo en condiciones

saturadas, succión controlada y condiciones de contenido de agua constante mostraron

que el esfuerzo cortante del material aumenta con la succión. En particular el ángulo

efectivo de fricción aumentó de 24,9º en condiciones saturadas a 35.8º en condiciones de

secado al aire. Durante la investigación realizada en el sitio de estudio y la sobrecarga

por las obras de rehabilitación en la zona proporcionan las condiciones para el colapso.

Los autores concluyen que procesos de deterioro junto con mecanismos de reducción

rápidos pueden ser los responsables de causar fallas en las defensas contra

inundaciones.

2.6.6 Evaluación de la seguridad de bordos de protección bajo condiciones de vaciado y llenado rápido mediante análisis acoplado flujo transitorio-deformación y análisis de estabilidad (De La Fuente et al., 2012)

Los autores estudian el efecto de la condición de vaciado rápido en la estabilidad de un

bordo de protección (sinónimo de jarillón o dique), para lo cual realizan un análisis

acoplado de flujo transitorio, deformación y análisis de estabilidad mediante el método de

elementos finitos con el software PLAXFLOW el primer análisis mencionado y PLAXIS

para los demás. En su investigación, los autores realizan una descripción del fenómeno

de vaciado rápido, presentando algunos métodos y ecuaciones para el desarrollo de los

análisis anteriormente nombrados.


Adicionalmente, se presenta el modelado numérico y análisis de resultados

estableciendo relaciones entre la tasa de vaciado (L/H) y la presión de poro,

desplazamientos horizontales y especialmente el factor de seguridad de la estructura

(Véanse Figura 2-12 y Figura 2-13).

Estos autores concluyen que la estabilidad de un talud sumergido bajo condiciones de

vaciado rápido (parcial o total) se ve influenciada por las propiedades de los materiales

que lo constituyen y la velocidad y tasa de vaciado, demostrándose que el factor de

seguridad tiende a disminuir conforme aumenta la tasa de vaciado, entre otros aspectos.

Figura 2-12: A) Variación de la presión de poro con el tiempo considerando tres modos

de vaciado de un bordo de altura H = 6 m, k = 1x10-6 cm/s y velocidad de vaciado

R=1,0m/d. B) Desplazamientos horizontales al pie del talud obtenidos con dos modelos

constitutivos con k=1x10-6 cm/s y R=1,0 m/d (Tomada de De La Fuente et al., 2012).

A

B



Figura 2-13: A) Variación del factor de seguridad para un bordo de altura H = 6m y

talud 2:1. B) Factores de seguridad obtenidos con los modelos constitutivos MC y HSM

(k=1×10-6 cm/s y R = 1.0 m/d). (Tomada de De La Fuente et al., 2012).

A

B

3. Capítulo III – Análisis de la infiltración en jarillones en materiales compactados derivados de rocas lodosas

En este capítulo se modelará mediante el software Hydrus® versión 1.11 el movimiento

del agua en el tiempo, en la estructura de un jarillón construido con materiales derivados

de rocas lodosas bajo diferentes densidades de compactación.

Hydrus® es un software que simula el flujo de agua, transporte de calor y de solutos. El

software resuelve la ecuación de Richards a través de medios porosos saturados y no

saturados mediante la técnica de elementos finitos usando mallas de elementos

triangulares. Para esto el software integra parámetros hidráulicos de 12 texturas

diferentes de suelo para los modelos de Van Genuchten (1980), Brooks y Corey (1964) y

Kosugi (1996) e incluye también una versión liviana del código ROSETTA ®, con la cual

es posible predecir los parámetros necesarios para modelar un determinado sistema

teniendo en cuenta la granulometría del material (porcentajes de arena, limos y arcilla)

y/o densidad Bulk, contenido de agua de la SWCC a 33 kPa y a 1500 kPa.

El programa fue desarrollado por J. Šimůnek, M. Th. Van Genuchten del George E.

Brown, U.S. Salinity Laboratory (Riverside, California) y, M. Šejna de PC-Progress

(Praga, República Checa) y es propiedad de PC-Progress.

3.1 Material de estudio

El material de estudio es el material térreo derivado de rocas lodosas, el cual ha sido

analizado en otros trabajos de investigación en el marco de la línea de investigación en

rocas lodosas de los andes colombianos y materiales térreos derivados de las mismas

como se mencionó en el numeral 2.5.

Por lo anterior, se tendrán en cuenta como referencia los parámetros geotécnicos

empleados en los análisis de dichos trabajos y las conclusiones de los mismos a fin de

relacionar desde diferentes puntos de vista el comportamiento de este tipo de materiales

altamente degradables.



Ahora bien, considerando que la estructura a analizar en el marco de este trabajo

(jarillón) es prácticamente un “terraplén” que dada su naturaleza estará sometido

constantemente a los efectos del agua en su masa, se considerarán en mayor medida los

parámetros del material derivado de los ensayos de laboratorio y demás análisis de la

investigación de Gutiérrez (2014), ya que a diferencia de los otros estudios descritos en

el numeral 2.5, en este trabajo, se estudió el material como agregados para terraplenes,

lo cual se asemeja mucho con la estructura a estudiar en el presente trabajo.

3.2 Planteamiento del problema o componentes del análisis

3.2.1 Generalidades

En concordancia con los objetivos de este trabajo, con esta actividad se pretende

analizar el comportamiento del jarillón bajo diferentes escenarios con el fin de observar el

comportamiento de las presiones de agua, contenidos volumétricos de agua (relacionado

con la saturación en el terreno) y velocidades de flujo en la masa térrea que conforma la

estructura.

Por lo anterior, se proyecta modelar el comportamiento de la estructura de un jarillón

simulando tres densidades de compactación diferentes. Dichas densidades de

compactación están representadas por diferentes densidades secas de acuerdo con la

curva de compactación obtenida para el material de estudio (Véase Figura 2-9). De los

puntos de análisis establecidos por Gutiérrez (2014) en su investigación, se tendrán en

cuenta para este trabajo los siguientes:

Densidad de compactación máxima: corresponde al punto de humedad óptima del

10,3% y densidad seca máxima 19,2 kN/m3.

Densidad de compactación intermedia: punto 4, con humedad del 12% y densidad

seca 18,8 kN/m3 (ubicado en la rama húmeda de la curva de compactación).

Densidad de compactación baja: punto 1, con humedad del 7,5% y 18,1kN/m3

(ubicado en la rama seca de la curva de compactación).

3.2.2 Geometría de la estructura de estudio

Para el análisis de la infiltración, las deformaciones y estabilidad en la estructura de

estudio, se tendrán en cuenta las dimensiones de la sección tipo 2 para un bordo (o

jarillón) de protección descrita por Lezama (2010) en su trabajo, toda vez que los taludes

bastante inclinados representan una buena alternativa de estudio a la hora de evaluar la

infiltración y estabilidad. Se anota que el objetivo de este trabajo no es estudiar el efecto

de la geometría en la estabilidad de la estructura, razón por la cual se optó por

Capítulo III – Análisis de la infiltración en jarillones en materiales

compactados derivados de rocas lodosas

63

seleccionar una estructura con taludes de pendiente considerable para representar

condiciones más desfavorables de construcción y operación.

A continuación se presenta la geometría del jarillón a estudiar:

Figura 3-1: Dimensiones típicas de la estructura de estudio dadas en metros (m).

De acuerdo con la Figura 3-1, se consideró un jarillón homogéneo, isotrópico con una

altura de 5,20 m (incluido el borde libre de 0,20 m) y un talud 1.5:1, construido en

material derivado de rocas lodosas. El nivel de almacenamiento o estancamiento del

agua en la cara húmeda del mismo se estableció en 5,0 m (condición inicial).

El suelo de cimentación estará conformado por un material de permeabilidad muy baja o

impermeable. Por esto, en la base de la estructura de estudio, se considerará una

condición de borde impermeable que represente las características del material antes

mencionado.

3.2.3 Parámetros o propiedades hidráulicas del material de estudio

Orduz (2012), en su trabajo de maestría realiza un ejercicio de aplicación de algunas

ecuaciones de infiltración concluyendo que la ecuación de Richards es la que mejor

representa el comportamiento del flujo en un medio poroso. Del mismo modo, mediante

un ejercicio de comparación entre la ecuación de Van Genuchten y Fredlund y Xing, el

autor concluye que la ecuación del primer autor resulta ser la menos laboriosa para la

construcción de la SWCC y que emplea el software Hydrus® para la modelación de la

infiltración ya que esta es la ecuación que desarrolla dicho software.

Teniendo en cuenta lo anterior, para este trabajo final de maestría se tendrá en cuenta el

modelo de Van Genutchen (1980), ya que se considera que representa de una manera

adecuada el problema de la infiltración en la estructura del jarillón de estudio.

Para el análisis de la infiltración en dos dimensiones mediante el software Hydrus®, hay

que tener en cuenta los siguientes parámetros o propiedades del material del modelo de

Van Genuchten 1980:



Ks: Conductividad hidráulica (como se considerará un medio isotrópico, kx = ky).

θs, θr: Contenido volumétrico de agua saturado y residual, respectivamente.

l: Conectividad de poros (por lo general el Software establece por defecto 0,5).

α, n: parámetros de curva característica suelo – agua (SWCC) en el espacio θ – Ψ.

Estos parámetros se determinarán usando funciones de pedotransferencia mediante la

versión de ROSETTA ® que viene integrada en el software Hydrus®, con la cual es

posible predecir los parámetros necesarios para modelar el sistema teniendo en cuenta

la granulometría del material (porcentajes de arena, limo y arcilla) y/o densidad Bulk,

contenido de agua de la SWCC a 33 kPa y a 1500 kPa (Véase Figura 3-2).

Figura 3-2: Parámetros de entrada y salida del código Rosetta ®.

Considerando que en su investigación Gutiérrez (2014) tuvo en cuenta varios ciclos de

humedecimiento – secado referenciados en la Tabla 2-3, se anota que para la

determinación de los parámetros o propiedades de los materiales que se emplearán en

los análisis de flujo transitorio en el desarrollo del presente trabajo, se tendrán en cuenta

los datos disponibles para el material en condición natural, los del ciclo I y el ciclo IV para

representar la degradabilidad del material en el análisis de flujo.

Con base en todo lo anterior y teniendo en cuenta que son los materiales finos los que

mayor incidencia tienen en el flujo de agua en los suelos, se determinarán los parámetros

hidráulicos teniendo en cuenta la porción fina de las curvas granulométricas (desde el

tamiz No. 60 hasta el pasa tamiz No. 200) correspondientes a cada condición

referenciada anteriormente, así:

Condición natural: Granulometría condición natural (Véase Figura 2-8).



65

Ciclo I: Granulometrías del ciclo I para las humedades de 7,5%, 12% y óptima, que

corresponden a las densidades secas de 18,1 kN/m3, 18,8 kN/m3 y 19,2 kN/m3 (Véase

Anexo No. 5 trabajo final de maestría de Gutiérrez, 2014).

Ciclo IV: Granulometrías del ciclo IV para las humedades de 7,5%, 12% y óptima, que

corresponden a las densidades secas de 18,1 kN/m3, 18,8 kN/m3 y 19,2 kN/m3 (Véase

Anexo No. 5 trabajo final de maestría de Gutiérrez, 2014).

Se aclara que la granulometría del ciclo I corresponde a la curva granulométrica luego de

tomar una muestra de la curva de compactación del material de estudio, someterla al

ciclo I de humedecimiento – secado, que consiste en pasar el material de la humedad de

compactación obtenida en el ensayo de proctor, a una condición de secado. La

granulometría del ciclo IV en cambio, es la curva granulométrica realizada luego de tomar

una muestra del mismo punto de la curva de compactación y someterla a varios ciclos h

– s, partiendo desde la humedad de compactación obtenida en el ensayo el proctor,

luego saturándola, seguido de un proceso de secado, posteriormente saturado y termina

el ciclo en un proceso de secado.

En este orden de ideas, en condiciones iniciales todos los materiales tendrán la misma

granulometría y solo variará la densidad seca, que representa la densidad de

compactación en cada uno. Para los demás ciclos se variará la composición

granulométrica.

Por otro lado, en vista que Gutiérrez (2014) no realizó ensayos de hidrometría con el fin

de clasificar la fracción fina en el material de estudio, y considerando que el análisis

petrográfico de la roca de donde proviene el material de estudio la clasificó como una

lidita (roca que técnicamente es de grano muy pequeño tamaño limo), y que según

Gutiérrez (2014), los suelos involucrados en la cantera del material de estudio son

arcillosos cubiertos por suelos coluviales y suelos negros limosos, se considerará, para la

determinación de los parámetros hidráulicos mediante la herramienta Rosetta ®, que la

fracción de finos está compuesta por 2/3 de limo y 1/3 arcilla.

Teniendo en cuenta todo lo anterior, los datos tomados de las curvas granulométricas

descritas anteriormente son los siguientes:



Tabla 3-1: Datos de la granulometría en condición inicial, ciclo I y ciclo IV del material

de estudio.

Ingresando los datos de la Tabla 3-1, en la versión liviana de Rosetta ® se obtienen los

siguientes parámetros o propiedades:


software Hydrus® - Condición inicial del material de estudio.

Condición inicial

Densidad de Compactación

Máxima Intermedia Baja

Contenido volumétrico de agua residual (cm3/ cm

3) - θr 0,0344 0,0357 0,0364

Contenido volumétrico de agua saturado (cm3/ cm

3) – θs 0,27 0,2782 0,2962

α (1/cm) 0,0513 0,0545 0,0524

n (-) 1,1768 1,3236 1,3410

Ks (cm/día) 3,31 10,54 14,55


software Hydrus® - Ciclo I del material de estudio.

Ciclo I




3)

- θr 0,0339 0,0385 0,0453


3)

– θs 0,2722 0,2765 0,2907

α (1/cm) 0,0558 0,0477 0,0356

n (-) 1,1920 1,5550 2,6433

Ks (cm/día) 4,23 22 190,63

S M C S M C

BAJA (DC Baja) 92,0 5,3 2,7 80,0 13,3 6,7

INTERMEDIA (DC Inter.) 80,0 13,3 6,7 81,0 12,7 6,3

MÁXIMA (DC Máx.) 60,0 26,7 13,3 74,0 17,3 8,7


% Arena, Limo y Arcilla Densidad

seca

(kN/m3)

CICLO I CICLO IV

18,1

18,8

19,2

* Porcentaje Arena, Limo y Arcilla para material D.C. Baja e Inter.: 72%, 18,7% 9,3% (Condición Inicial).

** Porcentaje Arena, Limo y Arcilla para D.C. Máx.: 55%, 30% y 15% (Condición Inicial).



67


software Hydrus® - Ciclo IV del material de estudio.

Ciclo IV




3)

- θr 0,0342 0,043 0,039


3)

– θs 0,2714 0,2743 0,2944

α (1/cm) 0,0574 0,0383 0,0471

n (-) 1,2242 2,1707 1,5817

Ks (cm/día) 5,53 74,61 30,97

Curvas características SWCC del material de estudio

Con base en los parámetros hidráulicos del material de estudio en condición natural y

sometido a diferentes ciclos de humedecimiento – secado bajo diferentes densidades de

compactación (Véase Tabla 3-2 a Tabla 3-4), y mediante el uso de las ecuaciones del

modelo de Van Genutchen (1980), se realizaron las curvas de retención o curvas

características para cada material.

La ecuación del Modelo de Van Genuchten (1980) para la determinación del contenido

volumétrico de agua ( ) en función de la cabeza de presión ( ) es la siguiente:

[ ] (3.1)

Donde: Donde: son parámetros de ajuste, , son los

contenidos volumétricos saturado y residual respectivamente.

A continuación se presentan las curvas características o de retención para cada uno de

los materiales de estudio.



Figura 3-3: Curvas características de los materiales de estudio en condición natural.


ciclo I de humedecimiento – secado.



69


ciclo IV de humedecimiento – secado.

En las Figuras anteriores puede notarse cómo las curvas características presentan

rasgos característicos de materiales arenosos o limosos, caracterizados por perder

saturación (asociada al contenido volumétrico de agua ) con valores relativamente bajos

de succión (asociada a la altura o cabeza de presión ). En la Figura 3-5, puede

apreciarse la variación que presenta la curva de retención del material con densidad de

compactación intermedia, lo cual se debe a los procesos de rotura de partículas que

sufre el material de estudio al ser sometido a ciclos de humedecimiento – secado y de los

que se tratarán más adelante.

Parámetros del suelo para el cálculo del gradiente hidráulico y gradiente

hidráulico crítico

El gradiente hidráulico ( ) se define como la pérdida de energía experimentada por

unidad de longitud recorrida por el agua. Se mide en el sentido del flujo.

Matemáticamente se puede expresar mediante la Ley de Darcy como:

(3.2)

Donde: = velocidad; = permeabilidad hidráulica del suelo; = gradiente hidráulico.

Se conoce como gradiente hidráulico crítico ( ) a aquel que hace que el esfuerzo vertical

efectivo de los suelos se reduzca a cero, lo cual provoca filtración, arrastre de finos y

posiblemente sifonamiento o tubificación. Matemáticamente se define como:



(3.3)

Donde: : es la densidad sumergida del suelo; : es la densidad del agua; : gravedad

específica de sólidos; y : es la relación de vacíos.

Considerando las máximas velocidades obtenidas en las cuatro estructuras analizadas y

la permeabilidad de cada una de ellas (estimadas en la Tabla 3-2, Tabla 3-3 y Tabla 3-4),

se puede obtener el gradiente hidráulico teniendo en cuenta la Ley de Darcy con la

ecuación .

Adicionalmente, tomando los valores de y calculados por Gutiérrez (2014) en su

investigación para cada uno de los ciclos llevados a cabo sobre los puntos de la curva de

compactación del material de estudio (Figura 2-9), es posible determinar los gradientes

hidráulicos críticos para cada uno de los escenarios de modelación planteados en este

capítulo.

Los valores de los parámetros y son tomados de las tablas de humedad 7,5%, 12%

y humedad óptima del Anexo No. 4 trabajo final de maestría de Gutiérrez, 2014 para

cada uno de los escenarios de modelación así:

Para el escenario 1 “condición de estancamiento o embalse” se tomaron los

parámetros derivados de la saturación del material en el ciclo III (semiseco-saturado-

seco) ya que es la secuencia que más se parece al comportamiento de la estructura

que se encuentra en condiciones secas y luego se satura hasta alcanzar un equilibrio

en las presiones internas para posteriormente ser secado en un ciclo de vaciado y

llenado bajo dos tasas diferentes (rápida y lenta). Los parámetros son los siguientes:

Tabla 3-5: Gravedad específica y relación de vacíos para densidades de

compactación analizadas (corresponden con escenarios 1 y 2).

Densidad de

Compactación

Gs (-) e (-)

Baja 2,56 1,121

Intermedia 2,56 1,168

Máxima 2,56 1,362

Nótese que los valores de exiben un comportamiento contrario al que es de esperarse

comúnmente de acuerdo a la literatura. Es importante resaltar que si bien en condiciones

normales la densidad de compactación es inversamente proporcional a la relación de

vacíos, los valores registrados en la tabla anterior se presentan de manera contraria

debido a que según Gutiérrez (2014), durante el proceso de compactación realizado y



71

posteriores ciclos de humedecimiento – secado impuestos a las diferentes muestras de

suelo, el material se degrada considerablemente (lo cual se ve reflejado en los altos

porcentajes de rotura de partículas obtenidos en su investigación), y dado el efecto de los

ciclos h – s, se produce un efecto de lavado de partículas finas y todo el material fino o

degradado es expulsado del resto del material compacto no degradado, proceso que deja

vacíos en el resto de la masa térrea compactada.

Es por tal motivo que se aprecia que entre menor es la densidad de compactación,

menor es el porcentaje de rotura de partículas, produciéndose así menor pérdida de

material fino al ser sometido a procesos de humedecimiento – secado, y por ende una

menor relación de vacíos.

Para el escenario 2 “vaciado y llenado con tasa de 1,0 m/d”, se tomarán los mismos

parámetros del escenario anterior considerando que las propiedades del material no

cambian en el corto tiempo en que se da el abatimiento y subida de la lámina de agua

en el talud de aguas arriba.

En cuanto al escenario 3 “vaciado y llenado con tasa de 0,2 m/d” se adoptarán los

parámetros calculados para el ciclo IV (semiseco-saturado-seco-saturado-seco) de la

siguiente manera:

Tabla 3-6: Gravedad específica y relación de vacíos para densidades de

compactación analizadas (escenario 3).

3.2.4 Condiciones iniciales y de frontera del modelo

Para poder realizar las modelaciones en el software Hydrus®, una vez creada la

geometría del modelo y generada la malla de elementos finitos, es necesario introducir

unas condiciones iniciales en torno al contenido volumétrico de agua o cabeza de

presión , y unas condiciones de borde o frontera en la geometría del problema de

estudio.

Las condiciones iniciales del problema estarán dadas en términos de presión ( ), y para

el primer escenario de modelación que se explicará más adelante (condición de

estancamiento o flujo estacionario) se tomará un valor de -1m, considerando que el

terreno está en condiciones relativamente secas con algún contenido de agua residual.

Este valor fue tomado como referencia del trabajo de Orduz (2012), en el cual se adoptó

dicho valor pero diferentes datos de contenido volumétrico de agua inicial (al igual que en

Vac. 1 Llen. 1 Vac. 2 Llen. 2 Vac. 1 Llen. 1 Vac. 2 Llen. 2 Vac. 1 Llen. 1 Vac. 2 Llen. 2

Gs (-) 2,56 2,56 2,56 2,56 2,56 2,56 2,56 2,56 2,56 2,56 2,56 2,56

e (-) 1,13 0,303 1,131 0,314 1,254 0,266 1,223 0,272 1,409 0,176 1,392 0,232

D.C. IntermediaD.C. Baja D.C. Máxima



el presente trabajo) y los resultados obtenidos permitieron evidenciar de una manera

clara el comportamiento de la infiltración de diferentes tipos de suelos desde una

condición relativamente seca hasta que se alcanza la saturación en los mismos. Uno de

los propósitos de este análisis es partir de una condición inicial en donde se pueda

explicar el proceso de infiltración desde una condición no saturada hasta la saturación

total del suelo que conforma las estructuras de estudio. Mediante el valor de referencia

tomado se considera que se explica ese comportamiento.

Para el inicio de las modelaciones de vaciado rápido y lento se tomarán como

condiciones iniciales las de flujo establecido en el cuerpo del jarillón.

En cuanto a las condiciones de frontera del problema, se definirán de acuerdo a lo

mostrado en la Figura 3-6. En la cara del jarillón expuesta al agua (talud de aguas arriba),

se definirán diversas cabezas de presión, inicialmente constante y luego serán variables

con el tiempo con el fin de simular la fluctuación en los niveles de agua. En la cara seca

del jarillón (talud de aguas abajo), y en la cresta o corona del jarillón se permitirá la salida

del flujo o condiciones de drenaje libre y en la base del jarillón no se permitirá el flujo de

agua (impermeable).

Figura 3-6: Condiciones de borde o de frontera del modelo.

3.2.5 Escenarios de modelación

Inicialmente, se simulará una condición de llenado (Altura de presión constante = 5 m) y

se modelará en el tiempo la infiltración en el terreno hasta que este se sature y se

estabilicen las cabezas de presión en el sistema, con el fin de simular el efecto de

estancamiento del agua sobre la masa térrea que conforma la estructura del jarillón y

representar así la condición de flujo estacionario.

Posteriormente, y como se describió en párrafos anteriores, se reducirán y nuevamente

se aumentarán las cabezas de presión en el sistema (mediante condiciones de borde de



73

altura de presión variable – Var. head) para considerar el efecto de la fluctuación en los

niveles de agua en la cara húmeda del jarillón.

El abatimiento y ascenso del nivel de agua se plantea mediante la relación L/H o tasa de

vaciado y/o llenado, en la cual L representa la posición final del nivel de agua estancada

o embalsada con respecto a la máxima cota de llenado y H es la altura del jarillón sin

incluir el borde libre (Véase Figura 3-7).

Figura 3-7: Figura esquemática sobre relación L/H.

En concordancia con lo anterior, para cada uno de los escenarios que se considerarán,

diferentes de la condición de flujo estacionario, se tendrán en cuenta dos velocidades de

vaciado y llenado (R) distintas: 0,20 m/d (lento) y 1,0 m/d (rápido). A continuación se

explican los escenarios de modelación a realizar para el análisis de flujo transitorio.

Vaciado y llenado con tasa de 1,0 m/d

Se modelará con una tasa de vaciado y llenado (R) de 1,0 m/d. Para simular las

fluctuaciones en el talud de aguas arriba del jarillón se considerarán 10 etapas así:


m/d.

ETAPA DE VACIADO ETAPA DE LLENADO

De L = 1 m hasta 5 m De L = 4 m hasta 0 m

L/H 0,2 0,4 0,6 0,8 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0

Tiempo en

días para

R=1,0 m/d

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Para modelar esta situación, en todo momento se tendrán en cuenta los parámetros

hidráulicos del material de estudio de la Tabla 3-2 (Parámetros en condición inicial). Con

esto se quiere simular que no hay degradación en el material en el corto tiempo en que

ocurre el proceso de vaciado y llenado.



Vaciado y llenado con tasa de 0,2 m/d

Se tomará una tasa de vaciado y llenado (R) de 0,2 m/d. Para simular las fluctuaciones

de agua en el talud de aguas arriba del jarillón y relacionarlas con los ciclos de

humedecimiento – secado impuestos en el laboratorio por Gutiérrez (2014) al material

compactado de estudio se considerarán 20 etapas así:


m/d.

Con el ánimo de relacionar los ciclos de humedecimiento – secado impuestos por

Gutiérrez (2014) con las fluctuaciones de agua en el talud de aguas arriba del jarillón, se

analizará el comportamiento del sistema o problema planteado usando la granulometría

del material de estudio en condición natural y luego bajo diferentes grados de alteración o

rotura de partículas (Ciclo I y Ciclo IV con el fin de tener en cuenta los ciclos con menor y

mayor porcentaje de rotura de partículas respectivamente) conforme a lo establecido por

Gutiérrez (2014) después de haber sometido el material a diferentes ciclos de

humedecimiento – secado mediante inmersión en agua y secado en horno (Véase Anexo

No. 5 trabajo de Gutiérrez, 2014). Puesto en otros términos, a medida que avanza el

tiempo, se simulará la degradación del material de estudio.

Cabe anotar que los parámetros hidráulicos del material consignados en la Tabla 3-2 a

Tabla 3-4 y usados en el modelo, tienen incluidos los cambios en las propiedades del

material de estudio tal y como se explicó en el numeral 3.2.3. El software de análisis

permite simular el proceso de infiltración en los tiempos establecidos de manera continua

sin suspender los resultados de los modelos y programando el cambio de parámetros

con base en la variación de parámetros hidráulicos para cada tiempo expuesta en la

Tabla 3-8.

Otras consideraciones para los escenarios de modelación

De acuerdo con lo estipulado anteriormente, para cada tiempo establecido, se tomarán

los datos de presión en la masa térrea del sistema (altura o cabeza de presión) y se

L/H 0,2 0,4 0,6 0,8 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0

Tiempo

(días) para

R=0,2 m/d

5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100

Material

Empleado

De L = 4 m hasta 0 m

VACIADO 2 LLENADO 2

De L = 1 m hasta 5 m De L = 4 m hasta 0 m

Cond. Natural Ciclo I Ciclo IV Ciclo IV

VACIADO 1 LLENADO 1

De L = 1 m hasta 5 m



75

importarán dichos datos para realizar cálculos de deformaciones y estabilidad con el

software Plaxis®.

Éstos cálculos se caracterizarán por acumular los resultados de desplazamientos,

deformación y condiciones de estabilidad, teniendo en cuenta que para tiempos

posteriores se tomarán nuevos datos de presión y se alimentará el modelo en Plaxis® a

fin de evaluar el comportamiento de la estructura y estudiar las deformaciones y

desplazamientos acumulados junto con su grado de estabilidad (Capítulo IV).

Para cada una de las simulaciones se ubicarán puntos de control distribuidos en la

estructura del jarillón (observation nodes); estos puntos de control registran datos de y

a través del tiempo simulado, tal como lo haría la instrumentación que se instala en el

terreno en condiciones reales. Esto con el fin de analizar el comportamiento de la masa

térrea del jarillón, el cual es el tema que aborda este estudio (Véase Figura 3-8).

Figura 3-8: Ubicación de nodos de observación en la estructura de estudio.

Como aspecto importante, para cada uno de los escenarios a modelar, también se

considerará el estudio de las velocidades de infiltración en la masa térrea del jarillón a fin

de analizar el efecto de ésta y los gradientes hidráulicos generados en la masa de suelo

y su relación con las condiciones de inestabilidad y mecanismos de falla del jarillón.

3.3 Modelación y resultados de los análisis de flujo en 2d en los jarillones de estudio

Para una mayor comprensión y análisis del flujo de agua en la masa térrea que conforma

los jarillones de estudio, se ha subdivido la estructura en varias partes o zonas tal y como

se aprecia en la Figura 3-9.



Figura 3-9: Zonas de análisis de la estructura de estudio.

Para el análisis de la zona del talud de aguas arriba, se analizarán los resultados de los

nodos de observación 1, 2, 5 y 8, para el área del talud aguas abajo se tendrán en cuenta

los nodos 4, 7, 10 y 11 y para la parte central los nodos 3, 6 y 9. Del mismo modo, para el

análisis del comportamiento de la carga de presión, contenido volumétrico de agua y las

velocidades en el jarillón se estudiará el comportamiento de las mismas en los nodos que

conforman la corona, el centro y base de la estructura, haciendo alusión a la parte más

alta, central y a la más baja respectivamente. Se anota que en el apéndice magnético

están consignados todos los resultados de las modelaciones de infiltración realizadas.

3.3.1 Modelación de flujo estacionario

De conformidad con lo estipulado en el numeral 3.2, se realizó la modelación de la

infiltración hasta llegar a la condición de flujo establecido, para lo cual se partió de una

condición inicial en términos de altura de presión de = -1,0 m, considerando que el

material y la estructura como tal se encuentran inicialmente en condiciones secas. En

términos generales, los resultados obtenidos son los siguientes:


compactación máxima para la condición de flujo establecido.



77

Como era de esperarse, los tiempos de saturación (tiempos para la condición )

de las estructuras analizadas son diferentes debido a que la capacidad de retención

de agua y el contenido volumétrico de agua inicial también lo son. Lo anterior se da

debido a la composición granulométrica del material y la densidad de compactación,

siendo mucho más rápida la saturación en el material con densidad de compactación

baja, y más lenta para la densidad de compactación máxima, cuyos tamaños de

granos son más finos y su densidad seca es la más alta.

Al alcanzarse la condición de equilibrio (cuando la altura de presión es constante

), puede observarse claramente que la carga o altura de presión no depende de

la composición granulométrica ni del grado de compactación a la que se somete la

estructura de estudio. Eso puede evidenciarse en las tres estructuras analizadas, en

donde se aprecia que el valor de la altura de presión es el mismo o varía muy poco

una vez se estabiliza el régimen de flujo en la estructura (Véanse Figura 3-11 a Figura

3-14).

Ahora bien, analizando los resultados en cada una de las zonas definidas en la Figura

3-9, se tiene que:

En el talud de aguas arriba de las estructuras, existe una diferencia considerable entre

el tiempo en que se satura toda esta zona (hasta la base del mismo – nodo 8) en los

jarillones con densidad de compactación baja e intermedia (1,40, y 1,80 días

respectivamente) respecto al jarillón con densidad de compactación máxima (5 días

aproximadamente) como se aprecia en la Figura 3-11 (Cont. Vol. de Agua en el Nodo

8).

De igual forma, esta misma diferencia se ve reflejada en el tiempo en que se alcanza

la condición constante de carga de presión . Para las densidades de

compactación baja e intermedia es de aproximadamente 30 días, mientras que para el

material más compacto de 90 días. (Véase Figura 3-11 – Nodo 8). Este

comportamiento obedece a los espacios entre partículas debido a las densidades

secas de cada estructura, lo cual tiene que ver con las permeabilidades de las

mismas.



Figura 3-11: Presiones y contenido volumétrico de agua en el talud de aguas arriba –

Base del jarillón (Nodo 8).

En el centro de las estructuras analizadas, a diferencia de lo descrito en el párrafo

anterior, es en el tercio medio (Nodo 6) donde se satura la estructura en último lugar

(Aproximadamente 30 días para D.C. Máxima). La condición de equilibrio de presión

para se alcanza por último en la parte inferior o base de la estructura (Más de

100 días para D.C. Máxima en el Nodo 9). Dicho comportamiento puede evidenciarse

en la Figura 3-12.

Figura 3-12: Presiones en el cuerpo del jarillón – Zona central y base (Nodos 6 y 9).

A su vez, en la parte superior o corona del jarillón (Nodo 3 - Figura 3-13), se aprecia

que en todo momento la altura de presión es negativa e inicialmente existe una

disminución de dichos valores y una posterior recuperación de los mismos a medida

que avanza el tiempo. Dicha recuperación depende de la capacidad de retención de

agua de los materiales, por lo que se puede apreciar que para densidades de

compactación bajas e intermedias, la recuperación empieza a darse en pocos días (25

a 35 días) y para densidades de compactación máximas, en tiempos mayores a los

100 días. Estas presiones negativas están asociadas a succión en el suelo, lo que

propicia una mayor resistencia al corte en esta zona.



79

Figura 3-13: Presiones y contenido volumétrico de agua en el cuerpo del jarillón –

Corona (Nodo 3).

En la zona del talud de aguas abajo, el último que se satura, se presenta un

comportamiento similar al del centro tanto en la corona, en el tercio medio, como en la

base del jarillón y se alcanzan menores presiones de poros en comparación con las

otras dos zonas de la estructura. En la corona del jarillón las presiones son negativas

y mucho mayores con relación a la zona central, ya que dicha zona está por encima

de la línea de saturación en la estructura (Véase Figura 3-14).

Figura 3-14: Presiones en la zona del talud de aguas abajo – Zona central y base

(Nodos 7 y 10).

Por todo lo anterior se nota claramente que el avance del frente húmedo empieza

rápidamente por la base del talud de aguas arriba y por el centro en el cuerpo y talud

aguas abajo. En la corona de la estructura, específicamente en los dos últimos sectores

referenciados anteriormente (cuerpo y talud aguas abajo), se presentan presiones

negativas debido a que estos suelos quedan encima de la línea de nivel freático o línea

de infiltración superior. En la Figura 3-15 puede apreciarse el avance del frente húmedo

para las estructuras con densidades de compactación máxima y baja. Puede notarse la

diferencia en el tiempo que toma en cada estructura alcanzar el máximo grado de

saturación o condición de equilibrio representada por el color rojo en las figuras. El color

rojo indica el máximo grado de saturación de los suelos o contenido volumétrico de agua

saturado .



Figura 3-15: Avance del frente húmedo en los jarillones de estudio para diferentes

densidades de compactación.

Densidad de Compactación Máxima Densidad de Compactación Baja

0 días

0 días

6 días

6 días

20 días

20 días

40 días

40 días

60 días

60 días

80 días

80 días

>100 días

100 días



81

Velocidades en el interior de la estructura de estudio

Las velocidades en el interior de la masa térrea que conforma el jarillón son analizadas

con respecto a la profundidad para tres secciones de la estructura de estudio. Dichas

secciones se encuentran referenciadas en la Figura 3-9.

En la Figura 3-16 se presenta el patrón de velocidad en el día 100 y los vectores de

velocidad en la estructura en el día 0 y el día en que se estabilizan las presiones en el

sistema.

Figura 3-16: Contorno de velocidades y vectores de velocidad de jarillón de estudio con

densidad de compactación baja.

Patrón de velocidades en el día 100 (Cond. Equilibrio)

Vectores de velocidad Día 0

Vectores de velocidad día 100 (Cond.

Equilibrio)

Las velocidades en la masa térrea que conforma las estructuras de estudio disminuyen

entre menor sea la permeabilidad, que a su vez está asociada a la cantidad de finos en la

composición granulométrica del material de estudio y a mayor densidad de compactación

de las mismas. Una vez establecido el flujo en la estructura, se nota que las mayores

velocidades se producen cerca de las zonas donde se encuentra el nivel freático o línea

de infiltración superior, notándose así que en la zona del talud de aguas arriba las

máximas velocidades ocurren muy cerca de la corona de la estructura entre 0 y 1 m de

profundidad, en el cuerpo se dan entre 1 y 2 m y en la zona seca muy cerca del pie del

talud. No obstante, cabe anotar que las máximas velocidades en la estructura del jarillón

se concentran en el pie del talud de aguas abajo, donde las velocidades alcanzan valores

de hasta 0,162 m/d para la densidad de compactación baja y 0,02 m/d para la densidad

de compactación máxima.



Cálculo del gradiente hidráulico y gradiente hidráulico crítico

Tomando como base las máximas velocidades derivadas de las modelaciones hasta

alcanzarse las máximas alturas de presión (condición de flujo estacionario –

estancamiento), las permeabilidades de cada una de las estructuras de estudio (Tabla

3-2) y los parámetros geotécnicos de la Tabla 3-5, se presentan en la Tabla 3-9 y Figura

3-17 los gradientes hidráulicos y gradientes hidráulicos críticos en las estructuras

analizadas usando las ecuaciones 3.2 y 3.3.


flujo estacionario).

Densidad de

Compactación

Permeabilidad

(m/d)

Gs (-) e (-) Gradiente

hidráulico

crítico (-)

Velocidad

(m/d)

Gradiente

hidráulico

(-)

Baja 0,1455 2,56 1,121 0,74 0,095 0,65

Intermedia 0,1054 2,56 1,168 0,72 0,069 0,65

Máxima 0,0331 2,56 1,362 0,66 0,02 0,60


flujo estacionario).

En la Figura 3-17 puede observarse que para ninguna de las densidades de

compactación analizadas se supera el gradiente crítico, lo cual indica que no se

esperaría tener problemas de sifonamiento, tubificación o erosión interna graves, aunque

en el caso de agregados derivados de rocas lodosas, los ciclos de humedecimiento –

secado podrían implicar desprendimiento de finos y cambios en la granulometría de

compactación.



83

3.3.2 Modelación de vaciado y llenado con tasa de 1,0 m/d

Para el análisis de la condición de vaciado y llenado con una tasa de 1,0 m/día se

tuvieron en cuenta, como condición inicial, las presiones derivadas de la modelación de

la condición de flujo estacionario para cada una de las estructuras analizadas (numeral

3.3.1), encontrándose lo siguiente:


compactación máxima (Condición de vaciado y llenado con tasa de 1,0 m/d).

0 días

3 días

5 días

7 días

8 días

10 días

En casi todos los nodos de observación de la zona del talud de aguas arriba se nota

claramente que existe un comportamiento histerético en cuanto a las presiones dentro

de las estructuras una vez se cumple el ciclo de secado o vaciado (V) y llenado (L) a

una tasa de 1,0 m/día. En la parte central de dicha zona (nodo 5), para densidades de

compactación bajas, las presiones alcanzan a caer hasta casi nueve días y en algo

menos de dos días se da una recuperación de las mismas en un 80%

aproximadamente, contrario a lo que ocurre con el jarillón con densidad de

compactación máxima en donde las presiones no caen tan súbitamente, y el punto de

cambio empieza en aproximadamente 7 días.



Lo anterior, en pocas palabras, obedece a la poca capacidad de retención de agua

que tienen los suelos de estudio poco compactos en relación con materiales de

granulometrías mejor gradadas y dispuestos con densidades más altas debido a

procesos de compactación adecuados (Véase Figura 3-19 – Nodos 5 y 8).

En la base del jarillón (nodo 8), la pérdida de presiones se da en menos días y la

recuperación ocurre antes que en la parte central de la misma zona.


talud de aguas arriba de las estructuras de estudio.

Cabe anotar que las relaciones L/H contempladas en las figuras están relacionadas

con los días en que se lleva a cabo el ciclo completo de vaciado y llenado (10 días).

Esta equivalencia puede observarse en la Tabla 3-7. Del mismo modo se anota que la

letra V al final de cada densidad de compactación hace alusión al proceso de vaciado

y dicha línea debe mirarse de izquierda a derecha (De 0 a 1), y la letra L corresponde

al proceso de llenado y la línea debe observarse de derecha a izquierda (De 1 a 0).

En el cuerpo del jarillón ocurre el mismo proceso descrito para la zona del talud de

aguas arriba, con la diferencia que no se da la misma recuperación de presiones que

para dicha zona (Véase Figura 3-20).

Figura 3-20: Comportamiento del vaciado y llenado con tasa de 1,0m/d en el cuerpo de

las estructuras de estudio.



85

En la zona del talud de aguas abajo, se anota que para la parte central (nodo 7) no

existe recuperación de las carga de presión para un tiempo de 10 días en ninguno de

los grados de compactación.

No obstante, en la base de las estructuras estudiadas (nodo 10) si es apreciable una

muy leve recuperación de las presiones en las estructuras poco compactas y una

tendencia estable para densidades de compactación intermedia y máxima (Véase

Figura 3-21).


talud de aguas abajo de las estructuras de estudio.

Es importante resaltar que en la corona de las estructuras siempre se tienen presiones

negativas en todo momento de la simulación, presentándose mayores valores de la

zona del talud de aguas arriba a la zona del talud de aguas abajo (Véase Figura 3-22).

Figura 3-22: Comportamiento del vaciado y llenado con tasa de 1,0 m/d en la corona de



Al analizar el comportamiento del valor o campo de las velocidades con el tiempo se

aprecia que ocurre una transición con respecto a las zonas donde ocurren las máximas

velocidades en las estructuras analizadas, ya que en el día 0 (condición inicial de flujo

establecido) las máximas velocidades se encuentran en el pie del talud de aguas abajo



(también hay velocidades intermedias cerca de la zona donde se encuentra la línea de

infiltración superior) y a medida que avanzan los días y se llega hasta quinto día (L/H =

1), en que se produce el vaciado total, se puede apreciar que las velocidades tanto en el

pie del talud del lado húmedo como del lado seco tienden a ser las mismas.

Una vez inicia el proceso de llenado, se puede notar cómo las velocidades en el lado

húmedo (talud de aguas arriba) van creciendo a medida que pasan los días, es decir, con

el aumento la lámina de agua en la cara del talud de aguas arriba hasta alcanzar su

máximo valor para la condición de llenado total. En la Figura 3-23 puede apreciarse el

contorno de las velocidades en el jarillón, donde los colores más cálidos representan las

máximas velocidades a medida que decrece la intensidad del color siendo más fríos se

alcanzan las mínimas velocidades. En la Figura 3-24 puede notarse el comportamiento

de las velocidades con la profundidad para las secciones referenciadas en la Figura 3-9.

Figura 3-23: Contorno de velocidades en la estructura de estudio con densidad de

compactación máxima (Rojo: máximo valor, azul mínimo valor).

0 días

5 días

8 días

10 días


densidad de compactación máxima (Tasa de vaciado – llenado 1,0 m/d).

Talud Aguas Arriba – Sección 1-1’

Talud Aguas Abajo – Sección 3-3’



87

Cuerpo del Jarillón– Sección 2-2’


Tomando como base las máximas velocidades derivadas de las modelaciones de

vaciado y llenado con tasa de 1,0 m/d, las permeabilidades de cada una de las

estructuras de estudio (Tabla 3-2) y los parámetros geotécnicos del material de estudio

consignados en la Tabla 3-5, se presentan a continuación los gradientes hidráulicos y

gradientes hidráulicos críticos en las estructuras analizadas usando las ecuaciones 3.2 y

3.3.


vaciado y llenado con tasa de 1,0 m/d).

Densidad de

Compactación

Gradiente

hidráulico

crítico ic (-)

Velocidad

(m/d)

Gradiente

hidráulico i (-)

Velocidad

(m/d)

Gradiente

hidráulico i (-)

Velocidad

(m/d)

Gradiente

hidráulico i (-)

Baja 0,74 0,095 0,65 0,089 0,61 0,162 1,11

Intermedia 0,72 0,069 0,65 0,072 0,68 0,131 1,24

Máxima 0,66 0,021 0,63 0,018 0,54 0,052 1,57

Día 0 - L/H =0 Día 5 - L/H =1 Día 10 - L/H =0




vaciado – llenado con tasa de 1,0 m/d).

Conforme a lo presentado en la Tabla 3-10 y Figura 3-25 puede notarse que es al final

del ciclo de vaciado y llenado que se esperaría que se supere el gradiente crítico de las

estructuras con densidad de compactación baja, intermedia y máxima, situación que

podría provocar una condición de tubificación, erosión interna y externa en la corona de

las estructuras del lado del talud de aguas arriba.

3.3.3 Modelación de vaciado y llenado con tasa de 0,2 m/d

En esta simulación de vaciado y llenado con tasa de 0,2 m/d se consideró el efecto de los

ciclos de humedecimiento – secado impuestos al material de estudio por Gutiérrez

(2014), específicamente el ciclo I y el ciclo IV aplicado para cada uno de los puntos de la

curva de compactación de la Figura 2-9 con el fin de tener en cuenta los ciclos con menor

y mayor porcentaje de rotura de partículas para así simular la degradación del material

en el tiempo. Dicho efecto, tiene que ver con el cambio en la distribución del tamaño de

las partículas o rotura de partículas que se produce en el material una vez se aplican los

ciclos, que a su vez ocasiona un cambio en las propiedades hidráulicas del material de

estudio en el tiempo, conforme a lo establecido en el numeral 3.2.5.

Según Gutiérrez (2014), en el ciclo I el material presenta una humedad inicial producto

del ensayo de compactación, luego es llevado a condiciones secas. El ciclo IV consiste

en llevar el material de humedad inicial producto del ensayo de compactación a la

saturación total (inundado), luego se seca, nuevamente se satura y finalmente se seca.

Cabe anotar que las propiedades hidráulicas de los puntos tomados (diferentes grados

de compactación) son diferentes debido a que uno fue tomado de la rama seca de la

curva de compactación (densidad de compactación baja), otro de la rama húmeda



89

(densidad de compactación intermedia) y el punto de humedad óptima y densidad seca

máxima, lo cual supone que en la práctica, el comportamiento de éstos materiales se

verá influenciado en buena medida por el contenido de humedad inicial con que empezó

el ciclo el material.

Figura 3-26: Carga o altura de presión en el jarillón con densidad de compactación

máxima (Condición de vaciado – llenado con tasa de 0,2 m/d).

0 días

25 días

50 días

75 días

100 días

Luego de realizar las modelaciones y comparando los resultados para las diferentes

estructuras de estudio, se puede observar lo siguiente:

Debido a las condiciones altamente degradables del material de estudio es claramente

notable que para las estructuras estudiadas, después de 25 días en proceso de

vaciado y bajo tasas de vaciado lentas aumenta la permeabilidad en los materiales

térreos probablemente porque ocurre una pérdida de la fracción de material fino que

conforma la estructura especialmente para la densidad de compactación baja (punto

ubicado en la rama seca de la curva de compactación del material de estudio).

Según Alonso, E. E. (2004), en su artículo “suelos compactados en la teoría y en la

práctica”, al analizar la microestructura de muestras de suelo compactados (arcilla

limosa de Barcelona), es claro que para muestras compactadas del lado seco de la

curva de compactación del material de estudio se pueden apreciar la existencia de

grandes poros entre partículas a diferencia del lado húmedo donde la estructura es

más uniforme y no se distinguen grandes poros. Este comportamiento sugiere que



para puntos compactados del lado seco de la curva de compactación sean más

susceptibles a cambios de humedad, lo cual podría explicar por qué para el material

de estudio de este trabajo la permeabilidad del material varía notoriamente desde la

condición natural hasta la realización del ciclo I (la composición granulométrica del

material cambia, se pierden muchos finos y quedan en una mayor proporción

materiales más arenosos).

En la Figura 3-27 puede notarse cómo después del día 25 cuando se produce el

primer vaciado, cambian las presiones debido al aumento de la distribución del

tamaño de las partículas y la permeabilidad, siendo este más evidente para el material

con densidad de compactación baja y un poco menos para la máxima. Este

comportamiento se presenta en todas las zonas de la estructura de estudio (talud

aguas arriba, aguas abajo y centro).

Figura 3-27: Comportamiento del vaciado y llenado con tasa de 0,2 m/d en la parte

central y base del talud de aguas arriba (Nodos 5 y 8) y del talud de aguas abajo (nodos

7 y 5) de las estructuras de estudio.

Zona del talud de aguas arriba

Zona del talud de aguas abajo

Al iniciarse este proceso nuevamente, se presume que para el material con densidad

de compactación baja se sigue degradando el material y se deposita en otras zonas

de la estructura (colmatación por depositación de finos), lo cual hace que nuevamente

las propiedades del material como la permeabilidad disminuya y baje la velocidad de

infiltración.



91

Al observar la culminación de cada uno de los ciclos de vaciado y llenado, es evidente

que existe cierto comportamiento histerético del material aunque en menor proporción

al observado para la tasa de vaciado de 1,0 m/d. Este comportamiento se observa

más claramente en los nodos ubicados en la zona del talud de aguas abajo de la

estructura de estudio (nodos 7 y 10).

Los nodos de observación ubicados en la corona de las estructuras de estudio

siempre permanecen secos y por ende con presiones negativas. Esto si no existen

procesos de desbordamiento que afecten las condiciones de humedad de esta zona

de la estructura.

Figura 3-28: Comportamiento del vaciado y llenado con tasa de 0,2 m/d en la corona de



En cuanto a las velocidades en la masa térrea de las estructuras de estudio, se puede

evidenciar que a medida que pasa el tiempo y se va degradando el material producto de

los ciclos de humedecimiento – secado, las velocidades se incrementan como

consecuencia de un aumento en la permeabilidad del material en la medida que avanza

el tiempo. Esto es aplicable sólo para las densidades de compactación máxima e

intermedia, toda vez que para la densidad de compactación baja, existe una condición

particular, probablemente atribuible a que el punto de compactación escogido se

encuentra en la rama seca de la curva de compactación del material de estudio.




densidad de compactación máxima (Tasa de vaciado – llenado 0,2 m/d).

Talud Aguas Arriba – Sección 1-1’

Talud Aguas Abajo– Sección 3-3’

Cuerpo del Jarillón– Sección 2-2’


Para el cálculo de e , se tuvieron en cuenta las permeabilidades de cada una de las

estructuras de estudio (Tabla 3-2, Tabla 3-3 y Tabla 3-4) y los parámetros geotécnicos de

la Tabla 3-6. A continuación se presentan los cálculos realizados usando las ecuaciones

3.2 y 3.3.


vaciado y llenado con tasa de 0,2 m/d).

ic día 0 (-) i día 0 (-) ic día 25 (-) i día 25 (-) ic día 50 (-) i día 50 (-) ic día 75 (-) i día 75 (-) ic día 100 (-) i día 100 (-)

Baja 0,74 0,65 0,73 0,49 1,20 0,71 0,73 0,43 1,19 0,65

Intermedia 0,72 0,65 0,69 0,53 1,23 0,56 0,70 0,35 1,23 0,63

Máxima 0,66 0,63 0,65 0,60 1,33 0,59 0,65 0,61 1,27 0,83

Llen. 1 (Día 50)F. Establecido (Día 0) Vac. 1 (Día 25) Llen. 2 (Día 100)Vac. 2 (Día 75)Densidad de

Compactación



93


vaciado – llenado con tasa de 0,2 m/d).

Según lo evidenciado en la Tabla 3-11 y Figura 3-30, se puede notar que es posible no

existan problemas de tubificación o erosión interna en las estructuras analizadas bajo la

tasa de vaciado y llenado de 0,2 m/d ya que los gradientes hidráulicos generados por las

velocidades del agua dentro de la masa térrea que conforma las estructuras.

Si bien la permeabilidad y otras propiedades del material térreo que conforma las

estructuras como la relación de vacíos aumentan con el paso de los ciclos de

humedecimiento y secado o vaciado y llenado, la tasa de fluctuación de los niveles de

agua en el talud de aguas arriba juega un papel importante en las velocidades que se

desarrollan dentro del sistema.

3.4 Análisis general de los resultados de la infiltración en jarillones en materiales compactados derivados de rocas lodosas

Con el propósito de identificar los posibles efectos de la infiltración asociada a la

fluctuación en los niveles de agua aguas arriba de los jarillones de estudio en la

competencia mecánica de los mismos, se describen a continuación los principales

aspectos relacionados con el patrón de presiones, contenido volumétrico de humedad y



velocidades que ocurren en la dinámica de infiltración bajo condiciones de flujo

estacionario y flujo transitorio con diferentes tasas de vaciado y llenado.

3.4.1 Efecto del cambio en las presiones y contenido volumétrico de agua

Al analizar los resultados de la modelación de la condición de flujo estacionario o

establecido, puede notarse que en la corona del jarillón siempre existen presiones

negativas (altura de presión <0), ya que en dicha área no alcanza a llegar el frente

húmedo que se establece producto de las condiciones de estancamiento en el exterior.

En este sector los contenidos volumétricos de humedad pasan del intervalo máximo (θs)

en la línea de infiltración superior (o línea de saturación) al mínimo (θr) en las zonas más

alejadas de este hacia la corona de la estructura. Estas zonas no saturadas de los

jarillones son favorables para que se presente una mayor succión (asociadas a presiones

negativas) y por ende una mayor resistencia al corte de los suelos que la conforman en

relación con los suelos saturados ubicados por debajo de la línea de infiltración superior,

constituyendo así una diferenciación de materiales: frágiles (los de alta succión ubicados

encima de la línea de infiltración superior) y dúctiles (los de menor succión y saturados)

de acuerdo con lo corroborado por Melo, 2009 en su investigación.

En teoría, esta condición de succión favorecería que esta zona de la estructura no sufra

de afectación alguna asociada a fallas por el material térreo o material de relleno. No

obstante, ante eventos adversos como de lluvias intensas y duraderas e inundaciones

constantes y repetidas que hagan que el nivel de agua aguas arriba sobrepase el borde

libre del jarillón y causen desbordamientos, es muy probable que se saturen estos

suelos, y se produzcan procesos de erosión asociados a la pérdida de material fino como

consecuencia de los cambios de humedad en la zona que pueden ocasionar abertura de

brechas en la corona.

Al iniciarse el abatimiento en la lámina de agua en el talud de aguas arriba del jarillón con

el proceso de vaciado, cambia el régimen de presiones en la masa térrea de las

estructuras de estudio conforme retrocede el frente húmedo como respuesta al

abatimiento presentado fuera de la estructura. Existe una relación directamente

proporcional entre el grado o nivel de compactación de las estructuras de estudio y la

capacidad de retención de agua, ya que entre menor sea el primero, menor será su

capacidad para retener agua y viceversa. Se observa que cuando se abate totalmente el

nivel de agua en el exterior, siempre en el centro del jarillón permanece algún contenido

volumétrico de agua, es decir, se encuentra saturada o en condición de saturación parcial

sin importar la densidad de compactación; y dependiendo de la tasa de vaciado o

abatimiento y de la permeabilidad de la estructura, la zona que se mantiene húmeda se

amplía un poco más hacia el centro o cuerpo de la misma (La línea de saturación se

ubica inclusive hasta una altura H/2 en el centro del jarillón).



95

Cuando empieza el aumento del nivel de agua en el talud de aguas arriba, las presiones

tratan de establecerse en sus valores iniciales, no obstante, existe un comportamiento

histerético en cuanto a las presiones en la masa térrea, siendo este más visible para las

estructuras con densidades de compactación bajas debido a su poca capacidad de

retención de agua y para la condición de vaciado y llenado con tasa de 1,0 m/d en

relación con el mismo proceso bajo tasa de 0,20 m/d. En este último las presiones

regresan a valores cercanos a su condición inicial toda vez que el efecto de poca

retención de agua de ciertas estructuras se ve compensado con lo lento que es el

movimiento de agua afuera de la estructura de estudio.

Teniendo en cuenta lo anterior, la naturaleza del material de estudio y la dinámica de

infiltración en la masa térrea que conforma la estructura, en todas las zonas donde se

presenta avance y retroceso del frente húmedo con el tiempo es de esperarse que se

produzca una pérdida de material fino en los materiales compactados, ya que según lo

demostrado por Gutiérrez (2014), la acción del agua puede provocar la disolución del

material de estudio, por lo que interesa evitar completamente los flujos de agua. Esta

afirmación queda evidenciada al observar los altos porcentajes de rotura de partícula

obtenidos en el trabajo de Gutiérrez (2014) donde para humedades mayores del ensayo

de compactación y para ciclos que tengan en cuenta la saturación (como el III y IV) el

índice de rotura aumenta, con valores hasta de 62.4% para la máxima humedad y con

una variación del 12% con respecto al índice del ciclo I, para esa misma humedad, lo

cual denota que el material resulta gravemente afectado no solo por la compactación sino

también por el efecto de los ciclos de humedecimiento – secado.

Esta pérdida de finos genera posibles problemas de erosión externa en la cara del talud

de aguas arriba e interna en zonas donde las velocidades del flujo son altas aumentando

así la posibilidad de tubificación en el relleno como consecuencia del arrastre y pérdida

de partículas del material.

Un aparte especial merece el material del jarillón con densidad de compactación baja

cuya permeabilidad aumenta notoriamente cuando se ha aplicado el ciclo I en relación

con el material en condición inicial o natural. Este comportamiento se observa al obtener

los porcentajes de arena limo y arcilla (empleados para la determinación de los

parámetros hidráulicos del suelo para este trabajo) correspondientes al ciclo I, los cuales

son bastantes distintos a los de la condición natural debido a que se pierden muchos

finos y queda una mayor proporción de materiales arenosos. Esta tendencia de pérdida

de material fino puede relacionarse con un comportamiento evidenciado en el estudio de

Alonso E. E. (2004), en el cual se determinó que al analizar la microestructura de

muestras de suelo compactados (arcilla limosa de Barcelona), es claro que para

muestras compactadas del lado seco de la curva de compactación del material de

estudio se puede apreciar la existencia de grandes poros entre partículas a diferencia del

lado húmedo dónde la estructura es más uniforme y no se distinguen grandes poros.



Por lo anterior se puede deducir que cuando hay flujo de agua en las estructuras de

estudio, el líquido ocupa esos grandes poros disolviendo y degradando las partículas

más finas que posteriormente en una etapa de secado son arrastradas y expulsadas de

todo el material térreo o colmatan otras zonas de los jarillones. También es factible que

durante el secado el material se fisure excesivamente, lo cual incrementaría la

permeabilidad del mismo.

3.4.2 Efecto de las velocidades en el interior de las estructuras de estudio

Como era de esperarse, en la condición de flujo estacionario las velocidades máximas de

flujo se presentan en el pie del talud de aguas abajo, siendo estas directamente

proporcionales a la permeabilidad de cada estructura, razón por la cual para los

materiales con densidad de compactación bajas se presentan los mayores valores (0,162

m/d), en contraste con la densidad de compactación máxima donde se observan

velocidades de 0,02 m/d.

Melo (2009), observó que para los materiales compactados derivados de rocas lodosas,

la relación de vacíos disminuye en la medida que la succión se incrementa, lo cual es

debido a que a medida que la succión se incrementa, el contenido de agua en la muestra

es menor. Esta afirmación se confirma en el trabajo realizado por Gutiérrez (2014), en

donde, por ejemplo, para los ciclos III y IV, es común encontrar mayores valores de

relación de vacíos en el proceso de humedecimiento en relación con el de secado.

En este orden de ideas, teniendo en cuenta la gravedad específica y las relaciones de

vacío determinadas y calculadas por Gutiérrez (2014), puede decirse que es poco

probable que existan problemas de tubificación para las estructuras con densidad de

compactación baja, intermedia y máxima, pero es muy probable que para una estructura

elaborada sin compactar el material (en condiciones sueltas del material), si se presente

la condición de esfuerzos efectivos nulos, lo que llevaría al colapso de la estructura (Para

el análisis en condición de flujo estacionario).

Al analizar el efecto sobre el comportamiento mecánico del flujo de agua dentro de la

masa térrea de los jarillones como consecuencia del abatimiento y ascenso de los niveles

de agua en el talud de aguas arriba, es claro que para tasas de vaciado y llenado

relativamente rápidas como 1,0 m/d se podrían presentar serios problemas sobre las

estructuras sin importar su grado de compactación. Dichos problemas podrían

desestabilizarlas localmente y dejarlas sin cumplir la función para la cual fueron

construidas y/o con graves problemas de erosión externa e interna, e inclusive llevarla a

la falla o colapso general.

Un comportamiento distinto es el que se esperaría para el material bajo condiciones de

vaciado y llenado con tasas un poco más lentas (por ejemplo 0,2 m/d), en la cual, debido



97

a las velocidades alcanzadas en el cuerpo de las estructuras es poco probable que se

presenten problemas de licuación o tubificación.

Considerando lo comentado en los párrafos anteriores y teniendo en cuenta el

comportamiento del material descrito en el numeral 3.4.1, el cual es altamente

degradable y muy susceptible a la pérdida de partículas como consecuencia de los ciclos

de humedecimiento – secado es de esperarse muy probablemente problemas de

tubificación y/o colmatación en el material de relleno.

Todas estas situaciones o eventos relacionados con el flujo de agua dentro de las

estructuras de estudio a causa de la fluctuación o no de los niveles de agua fuera de las

mismas, juegan un papel preponderante en su comportamiento mecánico puesto que

pueden afectar la funcionalidad de la estructura y no permiten que pueda cumplir la

función para la cual es construido un jarillón que es contener el agua sea para represar,

controlar inundaciones, entre otros aspectos.

4. Capítulo IV – Análisis de estabilidad y deformaciones en jarillones en materiales compactados derivados de rocas lodosas

Dando continuidad a los objetivos de este trabajo y con el fin de determinar el

comportamiento geomecánico de los jarillones construidos en materiales derivados de

rocas lodosas, en este capítulo se analizan los movimientos y la estabilidad de estas

estructuras buscando así evaluar u observar el efecto de los ciclos de humedecimiento –

secado (representados en fluctuaciones en la lámina de agua del lado húmedo del

jarillón) y variaciones en los parámetros geomecánicos de estudio (simulando la

degradabilidad del material) sobre la estabilidad de la estructura de estudio.

El análisis de estos procesos se realiza mediante el software Plaxis®, que es un software

especialmente diseñado para la realización de análisis de deformación y estabilidad de

problemas geotécnicos. Fue creado por la Universidad Tecnológica de Delft en el año

1986, (pionera en la investigación del uso de elementos finitos y modelos constitutivos

para problemas geotécnicos en los años setenta) con el fin de convertirse en un

programa que usa la técnica de elementos finitos para resolver problemas geotécnicos

relacionados con los diques que protegen contra inundaciones a gran parte de Holanda.

Actualmente, el software es propiedad de la compañía Plaxis bv. Los aspectos

conceptuales acerca del funcionamiento y teorías en la que se basa este software se

encuentran descritos en el numeral 2.4 de este documento.

4.1 Componentes del análisis

Para cumplir el objetivo de este trabajo, es necesario realizar el análisis de los

movimientos en la estructura y la estabilidad, integrado con los resultados del capítulo

anterior con el fin de determinar el comportamiento geomecánico de jarillones en

materiales compactados derivados de rocas lodosas.

Cabe anotar que las simulaciones se realizarán considerando el criterio de resistencia al

corte de Mohr-Coulomb, ya que de acuerdo con lo realizado por Gutiérrez (2014) en su

investigación, es posible contar con la mayoría de los parámetros necesarios para la

aplicación de este criterio.



4.1.1 Geometría del problema y parámetros geotécnicos del material de cimentación de las estructuras de estudio

La geometría del jarillón es la misma que se adoptó en el numeral 3.2.2 para las

modelaciones de infiltración en 3 estructuras con diferentes densidades de compactación

representados en densidades secas distintas.

Siguiendo las recomendaciones de la geometría del modelo propuesto en el trabajo de

De La Fuente H.A. et al. (Numeral 2.6.6) y estipuladas por Gens (2012), la longitud y

profundidad del dominio del suelo de cimentación son 1.5 ó 2 veces el ancho del

terraplén a partir del pie del talud. La geometría del sistema a modelar con el fin de

observar el comportamiento del jarillón es la que se presenta en la Figura 1-2.

El suelo de cimentación está conformado por un material homogéneo e isotrópico y se

asume que es un material bastante rígido e impermeable con el fin de poder evaluar con

mayor claridad los movimientos que se produzcan en la estructura del jarillón a causa de

las variaciones en los niveles de agua aguas arriba y en las propiedades geomecánicas

del material de estudio. Los parámetros de dicho material se presentan en la Tabla 4-1.

Tabla 4-1: Parámetros geomecánicos del suelo de cimentación.

Parámetro Valor

Peso unitario seco – (kN/m3) 20

Peso unitario saturado – (kN/m3) 22

Cohesión efectiva – (kN/m2) 60

Ángulo de fricción efectivo – (º) 40

Permeabilidad - (m/d) 0,001

Relación de Poisson – (-) 0,40

Módulo de referencia – (kN/m2) 40000

4.1.2 Parámetros o propiedades geomecánicas del material de estudio

Los parámetros iniciales para cada una de las estructuras consideradas son los

siguientes:

Tabla 4-2: Parámetros geomecánicos iniciales del material de estudio para las tres

densidades de compactación consideradas.



Peso unitario seco – (KN/m3) 19,6 19,2 18,4

Capítulo IV – Análisis de estabilidad y deformaciones en jarillones en

materiales compactados derivados de rocas lodosas

101



Peso unitario saturado – (KN/m3) 21,87 21,44 20,51

Cohesión efectiva – (KN/m2) 15 11,5 8

Ángulo de fricción efectivo – (º) 40 30 20

Permeabilidad - (m/d) 0,0331 0,1054 0,1455

Relación de Poisson – (-) 0,30 0,33 0,36

Módulo de referencia – (KN/m2) 24.500 15.500 6.500

En relación con el contenido de la Tabla 4-2, se anota que los parámetros , y

son los mismos tomados para la estimación de los parámetros hidráulicos del material de

estudio en el numeral 3.2.3.

En cuanto a los parámetros y , son valores típicos para materiales granulares como

el de estudio según la NAVFAC, 1971.

Los demás parámetros ( y ) fueron tomados de la investigación de Gutiérrez (2014)

y mediante correlaciones de los módulos de elasticidad dinámicos y velocidades de onda

p y s medidas por Gutiérrez (2014) en su investigación.

En este sentido, los valores de módulo de referencia ( ) fueron determinados

correlacionando los módulos de elasticidad dinámicos de la investigación de

Gutiérrez (2014) mediante la Figura 4-1 tomada del artículo de Wichtmann &

Triantafyllidis (2009)6, en donde se realiza la calibración o comparación de las curvas de

Alpan, la cual relaciona ( es el módulo de Young obtenido de ensayo

triaxial) y la de Benz & Vermeer que correlaciona ( es el módulo

para compresión unidimensional – cero deformación lateral).

La dilatancia (y) tiene mucha importancia en el comportamiento volumétrico de los

suelos granulares y para los análisis de desplazamientos y deformaciones mediante el

modelo de Mohr – Coulomb llevados a cabo en el presente trabajo final de maestría, no

se tuvo en cuenta y en primera medida porque no se tenían datos certeros de este

parámetro para el material de estudio y también teniendo en cuenta la consideración que

con materiales granulares susceptibles a la rotura, la dilatancia de éstos disminuye

6 Wichtmann & Triantafyllidis. “On the correlation of “static” and “dynamic” stiffness moduli of non-

cohesive soils”. Bautechnik 86, Special Issue S1 “Geotechnical Engineering” (2009), pp. 28-39.



notoriamente. En este sentido, se consideró aceptable emplear un valor de y = 0, que

indica un volumen que preserva la deformación durante el corte.

Figura 4-1: Comparación de la correlación de Alpan [17] con las

correlaciones . Dadas en [7] y por Benz & Vermeer [18] (Tomada de

Wichtmann & Triantafyllidis)

4.1.3 Escenarios de modelación

Con el fin de determinar la relación entre los procesos de infiltración y ciclos de

humedecimiento – secado, con el cambio en las propiedades o degradación del material

de estudio, se proponen cinco escenarios que se pueden presentar en la realidad, dada

la naturaleza de la estructura y los materiales de estudio.

Cabe anotar que para cada uno de los escenarios propuestos se realiza un análisis

considerando carga sísmica con el propósito de comparar los factores de seguridad con

los de algunas especificaciones técnicas. Para esto, en las modelaciones a realizar se

utiliza una aceleración máxima esperada de 0,3g, típica de una zona con amenaza

sísmica alta de acuerdo con el “Estudio General de Amenaza Sísmica de Colombia”, AIS

(2009).

Para la definición de los porcentajes de degradación del material de estudio son tenidas

en cuenta las referencias enmarcadas en el grupo de investigación de las rocas lodosas

de los andes colombianos, las cuales se encuentran descritas en el numeral 2.5 del

presente documento. En estas referencias es notable el amplio espectro de variación que

existe en las propiedades físicas, de resistencia y de rigidez que exhibe el material de

estudio al ser sometido a ciclos de humedecimiento – secado.



103

De este grupo se destacan los estudios de Torres (2009) y Maldonado (2014)7

relacionados con rocas lodosas, en donde la degradación progresiva de los parámetros

de resistencia varían entre 70% y 20% y los de rigidez varían entre 70% y 30%

respectivamente al someter al material a tres ciclos de humedecimiento – secado.

Por otra parte, en cuanto a los trabajos relacionados con materiales térreos derivados de

rocas lodosas de los andes colombianos, que son los de mayor interés para el presente

trabajo, la variación promedio de los parámetros de resistencia c y es del orden de 14%

y 7% respectivamente (el primero disminuye y el segundo aumenta), según los

resultados de los ensayos llevados a cabo por Melo (2009). A su vez, los parámetros de

rigidez muestran una variación promedio de entre 15% a 40%, y la variación en el peso

unitario de las muestras sometidas a ciclos h – s presenta valores menores al 6% de

acuerdo con los resultados de los ensayos ejecutados en estudios como los de Pardo

(2011) y Gutiérrez (2014).

Entretanto, revisando algunas referencias internacionales, se hace evidente un

comportamiento muy parecido tanto en suelos como en rocas al de los materiales del

grupo de investigación en rocas lodosas de los andes colombianos, es decir, se observa

una variación de los parámetros de resistencia similar a lo reportado en los trabajos del

grupo de investigación en mención.

Prueba de esto son los resultados obtenidos por B.Y. Zhang et al. (2015)8 en su

investigación, donde se puede evidenciar que la cohesión de las limolitas arcillosas

disminuye al estar sometidas a ciclos de meteorización y cambios en el esfuerzo vertical,

mientras que el ángulo de fricción se incrementa levemente, reflejando el

comportamiento del material, especialmente al densificarse. El porcentaje promedio de

variación de la cohesión es de 35% y de ángulo de fricción 13%.

En investigaciones realizadas a nivel internacional en suelos, también se observa una

tendencia similar entre los resultados obtenidos con los de los materiales derivados de

rocas lodosas. Al revisar algunos trabajos en los cuales se sometieron muestras a ciclos

de humedecimiento – secado, como los de Bao-tian Wang et al. (2015)9 en arcillas

expansivas en condición natural y mejoradas mediante un aditivo, y como el de Rogers

7 Maldonado S.R., “Estudio entre las relaciones del componente químico –mineralógico y la

degradación de una roca lodosa de la formación Trincheras”. Tesis de Maestría. Universidad Nacional de Colombia – Sede Bogotá. 2014. 8 B.Y. Zhang, J.H. Zhang and L.H. Sun. “Deformation and shear strength of rockfill materials

composed of soft siltstones subjected to stress, cyclical drying/wetting and temperature variations”. Engineering Geology 190 (2015), pp. 87–97. 2015. 9 Bao-tian Wang, Can-hong Zhang, Xue-lian Qiu, En-yue Ji, and Wen-hui Zhang. “Research on

Wetting-Drying Cycles’ Effect on the Physical and Mechanical Properties of Expansive Soil Improved by OTAC-KCl”. Hindawi Publishing Corporation. Research Article. 2015.



and Wright (1986)10, donde se estudiaron arcillas compactadas y se sometieron hasta 30

ciclos de h – s para evaluar el efecto de las propiedades de resistencia a largo plazo, se

observa que la variación en la cohesión es del orden del 50%, en ambos estudios,

mientras que el porcentaje de degradación o variación del ángulo de fricción es menor

varía en 7% y 13% respectivamente.

Teniendo en cuenta el amplio rango de porcentajes de variación de parámetros

geotécnicos que tienen los materiales derivados de rocas lodosas al ser sometidos a

ciclos h – s, para analizar el efecto de la degradación en el presente trabajo final de

maestría y sus relaciones con la infiltración asociada a cambios en los niveles de agua en

el talud de aguas arriba, se adoptará un porcentaje de degradación de 12,5% con el fin

de realizar gráficas que relacionen ciclos de h – s (dados en variación de la relación L/H)

con porcentajes de degradación del material de estudio para analizar los efectos de la

estructura de estudio. Dicho porcentaje se encuentra dentro del rango de variación de los

parámetros expuestos anteriormente.

Escenario 1. Simulación de desembalse y parámetros geomecánicos del material

variables.

El objetivo de la modelación de este escenario es simular las condiciones al final de la

construcción de los jarillones de estudio, en un contexto en que la lámina de agua en el

talud de aguas arriba no aumente durante un largo período de tiempo.

Se tendrá en cuenta una relación L/H = 1, es decir, condición de desembalse con una

línea de infiltración superior o saturación típica para la condición final de la construcción o

la que resulta en la modelaciones de flujo cuando L/H = 1 realizadas en el capítulo

anterior para cualquiera de las tasas de vaciado y llenado.

Adicionalmente, se tomarán los parámetros geomecánicos de la Tabla 4-2 y se variarán

12,5% en cada etapa o nivel de degradación desde la condición inicial hasta llegar a la

condición de falla de las estructuras.

Escenario 2. Simulación de condiciones de agua embalsada y parámetros


Este escenario contempla el uso de los resultados derivados de los análisis del flujo

estacionario bajo una lámina de agua constante en el talud de aguas arriba de las

estructuras de estudio (numeral 3.3.1) y la variación de los parámetros geomecánicos del

10 Rogers L. and Wright S. “The effects of wetting and drying on the long-term shear strength

parameters for compacted Beaumont clay”. Research Report 436-2F. University of Texas at Austin. 1986.



105

material de estudio simulando la degradación del material con el tiempo. Los parámetros

geomecánicos de las tres estructuras propuestas en la Tabla 4-2 variarán 12,5% en cada

etapa o nivel de degradación desde la condición inicial hasta llegar a la falla de las

estructuras. La selección del valor de este parámetro fue explicada anteriormente.

Sobre la condición del material degradado, se anota que en los trabajos realizados en el

marco del grupo de investigación en rocas lodosas de los andes colombianos y

materiales térreos derivados de las mismas, es apreciable una degradación en las

propiedades de resistencia y rigidez de los mismos pero en una proporción muy variada.

En este trabajo se asumió un porcentaje de variación de la degradación de las

propiedades físicas y mecánicas de 12,5% toda vez que se considera que las

propiedades mecánicas del material de estudio en condición inicial son altas, y que al

analizar el comportamiento de las estructuras con porcentajes de degradación más bajos

al adoptado para los análisis no se vería diferencia alguna en los análisis efectuados para

observar el comportamiento geotécnico de las estructuras de estudio con la degradación

del material.


geomecánicos del material constantes.

Este escenario contempla el análisis del vaciado y llenado con una tasa de 1,0 m/d

(véase numeral 3.3.2) y los parámetros geomecánicos del material constantes, ya que se

considera que en el corto tiempo en que se da el vaciado y llenado (10 días) no cambian

los parámetros geomecánicos del material de estudio.

Se evaluará el comportamiento geotécnico de las estructuras de estudio para cada día en

que se da el vaciado y llenado. Los parámetros geomecánicos del material de las

estructuras térreas considerados en este escenario de modelación serán los parámetros

iniciales contemplados en la Tabla 4-2.



A diferencia del escenario anterior, para este escenario se tienen en cuenta los

resultados de los análisis de vaciado y llenado con una tasa de 0,2 m/d (véase numeral

3.3.3) y una variación en las propiedades hidráulicas y mecánicas del material de estudio

considerando que todas las propiedades del material varían en el largo tiempo en que se

produce el llenado y vaciado o dicho de otra manera el humedecimiento – secado del

material que conforma la estructura analizada. Es necesario aclarar que en la modelación

se degradan los parámetros de resistencia, rigidez y permeabilidad iniciales, este último

con los mismos porcentajes de degradación que los anteriores.



Los tiempos y porcentajes de degradación del material propuestos se relacionan en la

siguiente tabla:

Tabla 4-3: Tiempos y porcentajes de degradación del material de las estructuras de

estudio para la modelación del escenario 3.

Puede notarse cómo los porcentajes de degradación de los parámetros geomecánicos

asumidos en la tabla anterior se encuentran dentro de los rangos evidenciados según las

referencias bibliográficas relacionadas con el material de estudio y con otras referencias

internacionales de materiales térreos descritas anteriormente.

Si bien los porcentajes de degradación estipulados en la Tabla 4-3 van creciendo en el

tiempo, es muy probable que en las modelaciones no se alcance a llegar a los niveles de

degradación más altos propuestos en la tabla sin antes llegar a la falla de las estructuras,

condición que se esperaría también en campo. Por esta razón se partirá de la condición

inicial de los materiales estipulados en la Tabla 4-2 y se modelará hasta que se presente

la falla de las estructuras y así verificar cuál es el porcentaje de degradación y las

condiciones de flujo (y sus consecuencias) que llevan a la falla a los jarillones.

Escenario 5. Desembalse total instantáneo.

Según Cadena (2005), el desembalse total instantáneo es un caso en el que el nivel de

agua embalsada cae súbitamente provocando la situación de inestabilidad más crítica

que se pueda tener para este tipo de eventos (Para t>0 el nivel de agua embalsada es

igual a cero).

Teniendo en cuenta dicha definición y con el ánimo de observar los efectos de

inestabilidad en el talud de aguas arriba de las estructuras de estudio, se simulará esta

condición de desembalse para los jarillones con todas las densidades de compactación

consideradas y tomando como base los parámetros en condición inicial de la Tabla 4-2.

VACIADO 1 LLENADO 1 VACIADO 2 LLENADO 2

De L = 1m hasta 5m De L = 4m hasta 0m De L = 1m hasta 5m De L = 4m hasta 0m

L/H 0,2 0,4 0,6 0,8 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0

Tiempo

(días) para

R=0,2m/d

5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100

% degr del

material 10 20 30 40 50 60 70 80



107

4.2 Modelación en 2d del comportamiento geomecánico de las estructuras de estudio

Para una mayor comprensión de los resultados de deformaciones, desplazamientos en

las estructuras de estudio se tendrán en cuenta las zonas y puntos de control definidos

en la Figura 3-9: Zonas de análisis de la estructura de estudio.

Del mismo modo, para el análisis de las fallas que se producen en la masa térrea que

conforman los jarillones, se considerará la clasificación realizada por Cadena (2005) en

su trabajo y descrita en el numeral 2.6.1.

A continuación se presentan los resultados de los análisis realizados para cada uno de

los escenarios mencionados en el numeral 4.1.3. En el Apéndice magnético pueden

visualizarse la totalidad de las gráficas producto de las modelaciones realizadas en este

capítulo.

4.2.1 Escenario 1: Condiciones de desembalse y parámetros geomecánicos del material variables

Este análisis se realiza con el fin de representar el escenario que puede presentarse

justo después de construido el jarillón y pasado un largo tiempo sin que aparezca la

lámina de agua en el talud de aguas arriba.

Desplazamientos en los jarillones de estudio

Dada la simetría que presenta el modelo analizado en este escenario, es de esperarse

que las deformaciones y desplazamientos que se presenten en la zona del talud de

aguas arriba sea la misma de la del talud de aguas abajo. En la Figura 4-2 puede

observarse el comportamiento simétrico de los desplazamientos y deformaciones que se

presenta en la estructura de estudio antes de llegar a la falla.

En A, Los colores más cálidos indican los mayores desplazamientos en la estructura en

contraste con los más fríos. En B, los máximos vectores de deformación y sus

respectivas direcciones se evidencian de igual forma en los taludes de aguas arriba y

aguas abajo.

Figura 4-2: Deformaciones y desplazamientos en las estructuras de estudio

A

B



En la Figura 4-3 nótese la simetría en los desplazamientos que existe entre nodos o

puntos de observación ubicados en el talud de aguas arriba y sus similares en el talud de

aguas abajo (en el pie del talud y corona respectivamente).

Figura 4-3: Comportamiento de los desplazamientos en las estructuras de estudio

Talud de Aguas Arriba Talud de Aguas Abajo

Análisis de estabilidad en los jarillones de estudio

Como era de esperarse, a medida que se degrada el material se ve afectada la

estabilidad de la estructura de estudio. No obstante, en comparación con el escenario 2

(El de normal operación de la estructura), las condiciones de estabilidad son mejores

debido a que no existen fuerzas externas actuando sobre la estructura del lado del talud

de aguas arriba que puedan contribuir a desestabilizar la estructura. Aquí puede notarse

netamente el efecto de la degradación de los materiales bajo diferentes densidades de

compactación en la estabilidad de la estructura. En la Figura 4-4 puede observarse el

comportamiento de la estructura en este escenario.

Es importante resaltar que bajo condiciones dinámicas, sólo la estructura con densidad

de compactación máxima resiste los efectos de las acciones sísmicas hasta cierto

porcentaje de degradación del material, inferior al que presenta la estructura al ser

analizada en condición estática.



109


jarillón bajo diferentes densidades de compactación (Escenario 1).

De acuerdo con la definición del factor de seguridad empleada por el software Plaxis® en

el numeral 2.4.3, puede decirse que es un factor de seguridad que involucra o relaciona

los parámetros de resistencia iniciales del suelo y los reducidos, mediante un factor de

reducción por el cual el esfuerzo cortante en el suelo debe reducirse para que un talud se

encuentre a punto de fallar. A continuación se presentan unas gráficas que relacionan los

parámetros de resistencia con el factor de seguridad de los jarillones de estudio para

cada una de las densidades de compactación consideradas (Figura 4-5).

Figura 4-5: Relación entre el factor de seguridad y los parámetros de resistencia del

material de estudio bajo diferentes densidades de compactación.

En cuanto a los posibles mecanismos de falla que se producen en la estructura de

estudio, cabe anotar que dada la simetría del modelo, se pueden presentar en el talud de

aguas abajo o en el talud de aguas arriba. A continuación se presentan los mecanismos

de falla probables.


diferentes densidades de compactación (Escenario 1).

D.C. Máxima - F.S. 1 (Falla intermedia 3)

D.C. Inter. - F.S. 1 (Falla intermedia 3)



D.C. Baja - F.S. 0,973 (Falla alta)

4.2.2 Escenario 2: Condiciones de agua embalsada y parámetros geomecánicos del material variables

De acuerdo con lo establecido en el numeral 4.1.3 se llevó a cabo la modelación de las

deformaciones, desplazamientos y estabilidad de las estructuras mediante el software

Plaxis®, degradando los materiales hasta que se produjera la falla en las estructuras de

estudio. Los resultados obtenidos son los siguientes:


Los mayores movimientos en la masa térrea que conforma las estructuras de estudio

se presentan en la corona en la condición inicial y en el pie del talud del lado seco un

poco antes de que se produzca la falla de las estructuras (Véase Figura 4-7).

Figura 4-7: Mallas de elementos finitos deformadas (Ampliadas 200 veces) para

diferentes densidades de compactación en la condición inicial y en la falla de los

jarillones de estudio.

Densidad de compactación máxima

Condición inicial.

Falla del jarillón – 50% degradación de

parámetros geomecánicos respecto a los

iniciales.

Densidad de compactación intermedia

Condición inicial.

Falla del jarillón – 37,5% degradación de


iniciales.



111

Densidad de compactación baja

Condición inicial.

Falla del jarillón – 12,5% degradación de


iniciales.

En términos generales es evidente que a medida que aumenta la degradación del

material, aumentan los desplazamientos horizontales Ux y verticales Uy sin importar la

densidad de compactación del material. Así mismo puede notarse también que para

las condiciones iniciales, los desplazamientos horizontales Ux en los jarillones de

estudio son mayores en todos los puntos estudiados.

En algunos casos los desplazamientos horizontales se mantienen constantes

conforme se degradan los materiales y se incrementan notablemente los verticales

hasta llegar a ser mayores. Dicho de otra manera en ciertas zonas existe una

transición a medida que aumenta la degradación del material ya que en dichas áreas

las estructuras llegan a la falla con desplazamientos verticales mayores, este es el

caso de las estructuras con densidades de compactación intermedia y máxima donde

se aprecian que los máximos movimientos se registran en la corona de las mismas.

Los mayores movimientos en la zona del talud de aguas arriba del relleno que

conforma los jarillones se presentan cerca de la corona y cuerpo o centro de las

estructuras (nodos 2 y 5 respectivamente), especialmente para los jarillones con

densidades de compactación baja e intermedia. En la base de esta zona (nodo 8), se

puede apreciar que los desplazamientos verticales son iguales para todos los

jarillones a medida que se degrada el material. Similar comportamiento se observa en

el nodo 1 ó pie del talud de aguas arriba, sin embargo, los desplazamientos

horizontales son diferentes y mayores para el material más denso (Véase Figura 4-8).




arriba (Escenario 2).

En la zona central o cuerpo de los jarillones, los máximos desplazamientos (verticales

para las densidades de compactación intermedia y máxima, y horizontales para la

baja) se producen en la corona de los mismos (nodo 3). En la base, los

desplazamientos verticales son similares para las tres densidades de compactación

(nodo 9).

Figura 4-9: Comportamiento de los desplazamientos en la zona central o cuerpo del

jarillón (Escenario 2).

Por último, en la zona del talud de aguas abajo se presenta un comportamiento similar

al de las demás zonas de estudio, en donde los máximos desplazamientos se

registran en la corona de las estructuras de estudio (Nodo 4).



113

Un particular comportamiento se aprecia en el área del pie del talud de aguas abajo

(nodo 11), ya que al igual que el pie del talud de aguas arriba están caracterizados por

ser las únicas zonas de las estructuras de estudio donde los desplazamientos en el

jarillón con densidad de compactación máxima, son mayores (cuando las estructuras

fallan) en comparación con las estructuras de menores densidades (Véase Figura

4-10). Dicho comportamiento podría ser atribuido al poco espesor del material que

conforma el jarillón en esas zonas sumado a la alta degradación del mismo (del 30 –

50%).

Figura 4-10: Desplazamientos y deformaciones en el pie del talud de aguas abajo

(Escenario 2).

Nótese, en la Figura 4-10 cómo para el estado antes de la falla, las máximas

deformaciones cortantes responsables del cambio en la forma, se presentan en el pie del

talud de aguas abajo en dirección principal vertical.


Como era de esperarse, los materiales con menor densidad de compactación son los que

primero fallan ante los procesos de degradación del material, pues el hecho de tener una

menor de densidad favorece una mayor relación de vacíos y por ende mayor porosidad,

siendo así más susceptibles a sufrir los efectos del agua (que fluye en la masa térrea)

sobre las propiedades geomecánicas, la resistencia, permeabilidad, entre otros aspectos

(Véase Figura 4-11). Bajo acciones sísmicas, el comportamiento es similar al presentado

en el escenario anterior, donde sólo se mantiene estable la estructura con densidad de

compactación máxima hasta cierto nivel de degradación de sus parámetros

geomecánicos.




jarillón bajo diferentes densidades de compactación (Escenario 2).

De esta gráfica se puede observar también que el factor de seguridad se va reduciendo

de manera lineal o uniforme desde la condición inicial hasta que se alcanza un punto en

que la línea cambia de pendiente y luego se llega a la falla de las estructuras (F.S. < 1),

siendo este cambio más abrupto para los materiales con mayor densidad de

compactación y casi imperceptible para los de menor. Lo anterior podría asociarse a un

comportamiento frágil de la estructura de estudio con mayor compactación del material

frente a un comportamiento dúctil dado por la poca compactación del material en las

otras dos estructuras.

Adicionalmente, para mostrar la influencia de los parámetros de resistencia en la

estabilidad de las estructuras de estudio, se presenta la Figura 4-12.

Figura 4-12: Relación entre el factor de seguridad y ángulo de fricción del material de

estudio bajo diferentes densidades de compactación.

Nótese que a medida que desciende el valor del ángulo de fricción de los materiales

compactados, el factor de seguridad de las estructuras de estudio decrece casi que con

la misma pendiente, sin embargo, existe un punto en la línea que representa la estructura

con mayor densidad de compactación (Antes de llegar a la falla – F.S. < 1) donde su

factor de seguridad cambia abruptamente en relación con los de menor compactación.



115

Esta situación podría estar relacionada, como se describió antes al comportamiento frágil

que presenta la estructura más compacta.

Por otra parte, y de conformidad con la clasificación de fallas en taludes naturales

realizada por Cadena (2005), se presentan a continuación los mecanismos de falla para

cada una de las densidades de compactación analizadas.



D.C. Máxima - F.S. 0,629 (Falla baja)

D.C. Inter. - F.S. 0,834 (Falla intermedia 1)

D.C. Baja - F.S. 0,961 (Falla intermedia 3)

De la Figura 4-13 se puede decir que se esperaría que la estructura menos compacta

sea la que mayor porcentaje de afectación podría presentar ya que su superficie de falla

es la más grande en relación con la de los jarillones más compactos, donde por los

resultados obtenidos se tendrían fallas locales y no globales o de mayor magnitud como

en la estructura con densidad de compactación baja.

4.2.3 Escenario 3: Condiciones de vaciado y llenado y parámetros geomecánicos del material constantes

Siguiendo lo planteado en el numeral 4.1.3, se realizó un análisis plástico y de estabilidad

encontrándose lo siguiente:


En este escenario, los mayores desplazamientos en la estructura de los jarillones bajo

diferentes densidades de compactación se dan al inicio del ciclo de vaciado y llenado en

la zona de la corona de las mismas, siendo mayores los horizontales en relación con los

verticales (Véase Figura 4-14). Si bien al final del ciclo se llega a la misma condición de

estancamiento en el sistema propuesto (la lámina de agua aguas arriba del jarillón

alcanza 5,0 m), la línea de infiltración superior no alcanza la misma posición que tenía al

principio, situación que influye en el comportamiento de los desplazamientos,

deformaciones y estabilidad de las estructuras.




arriba (Nodo 2), zona central (Nodos 3 y 6) y aguas abajo (Nodo 4) – Escenario 3.

En las figuras, DC hace referencia a densidad de compactación, la letra V al proceso de

vaciado y debe observarse desde la relación L/H = 0 (No ha iniciado el vaciado) hasta

L/H = 1 (Vaciado completo), mientras la letra L se refiere al proceso de llenado, cuya

relación L/H varía de 1 (No se ha iniciado el llenado) hasta L/H = 0 (Llenado completo).

En todas las zonas de estudio del jarillón es visible que existe una relación inversamente

proporcional entre la relación L/H y los desplazamientos en la masa térrea del jarillón, ya

que a medida que crece la primera, el suelo experimenta una disminución de las

deformaciones y desplazamientos.

Los mayores desplazamientos en las estructuras se dan en la corona, específicamente

en la zona central de los jarillones, como consecuencia de deformaciones en la parte

baja o base de los jarillones de estudio.



117

Figura 4-15: Deformaciones al final del ciclo de vaciado y llenado en el jarillón con

densidad de compactación baja – Escenario 3.

Deformaciones totales

Deformaciones volumétricas

Deformaciones cortantes

En la Figura 4-15 puede observarse cómo las máximas deformaciones en la estructura

(Del orden de 0,4% y 1,8% para volumétricas y cortantes respectivamente) se presentan

en la base de las mismas, en sentido vertical principalmente. En el pie del talud de aguas

abajo se aprecian las mayores deformaciones cortantes, que son causantes del cambio

de forma de los jarillones en dicha zona sin causar la falla de la estructura.


De acuerdo con la Figura 4-16, puede notarse que las estructuras con menores

densidades de compactación tienden a ser más inestables. A medida que transcurre el

ciclo y se va abatiendo la lámina de agua en el talud de aguas arriba (Vaciado – V), la

estabilidad de la estructura mejora un poco, pero cuando se revierte el proceso (Llenado

– L), se nota que los factores de seguridad aumentan, terminándose en el ciclo de

vaciado y llenado con un factor de seguridad mayor que el obtenido inicialmente. Esto

ocurre porque al final del ciclo la línea de infiltración superior no alcanza la misma

posición que tenía al principio, situación que influye en el comportamiento mecánico del

suelo puesto que no se tienen las mismas condiciones de equilibrio de fuerzas internas al

final del ciclo en relación con las condiciones iniciales.



Figura 4-16: Relación entre el F.S. y la relación L/H (relacionada con vaciado y llenado)

en jarillones con diferentes densidades de compactación (Escenario 3).

Puede observarse en la Figura 4-17 que para las acciones sísmicas impuestas a las

estructuras de estudio, el comportamiento es similar a los dos escenarios anteriores. Las

estructuras con densidad de compactación intermedia y baja se vuelven inestables,

mientras que la más compacta permanece estable durante todo el tiempo que dura el

ciclo de vaciado y llenado.

Figura 4-17: Relación entre el F.S. en condición dinámica y la relación L/H (relacionada

con vaciado y llenado) en un jarillón con densidades de compactación máxima

(Escenario 3).

En lo que respecta a los mecanismos de falla que se podrían presentar en las estructuras

se anota que estos no tienen que ver tanto con las propiedades geomecánicas del

material (Bajo esta perspectiva de modelación todos los F.S. son mayores a uno), sino

por las fuertes velocidades de flujo que se desarrollan en el pie del talud de aguas abajo

al iniciar el vaciado y cerca de la corona del jarillón al culminar el llenado.

Esta situación quedó demostrada en el numeral 3.3.2, donde teniendo en cuenta las

relaciones de fase del material luego de terminar procesos de humedecimiento y secado

y las velocidades de infiltración alcanzadas dentro de la masa térrea de los jarillones,

podría llevar a que se produzca tubificación o licuación en las tres estructuras de estudio



119

en este escenario, lo que conllevaría a que el material se comportara como si estuviera

ebullendo y puede conducir a fallas locales en las zonas antes mencionadas o generales

al seguirse degradando el material con el tiempo.

4.2.4 Escenario 4: Condiciones de vaciado y llenado y parámetros geomecánicos del material variables

Tomando como base los niveles de degradación planteados en la Tabla 4-3 y el

abatimiento y subida de los niveles de agua simulado (Con tasa de vaciado y llenado 0,2

m/d) de acuerdo con lo estipulado en el numeral 3.3.3, se llevó a cabo un análisis plástico

y de estabilidad en el cual las variables involucradas (relación L/H, degradación de

parámetros geomecánicos, densidades de compactación) varían en el tiempo,

comportamiento que en la práctica es uno de los que se espera encontrar en el campo

para las estructuras de estudio. Del análisis realizado se obtiene lo siguiente:


En primera medida se observa que la relación L/H predomina sobre el comportamiento

de los desplazamientos horizontales en la masa térrea que conforma los jarillones, ya

que en los primeros 25 días (día en que termina la primera etapa de vaciado) los

desplazamientos son menores a medida que se abate la lámina de agua en el talud de

aguas arriba y que a su vez se degradan los materiales compactados, lo cual, teniendo

en cuenta el último aspecto, debería observarse lo contrario, es decir, con la degradación

de los materiales es de esperarse que aumenten los desplazamientos y deformaciones

en la estructura tal y como se presentó en el numeral 4.2.2.

Después de 25 días y una vez inicia el proceso de llenado, los desplazamientos

horizontales y verticales en las estructuras empiezan a aumentar como es de esperarse.

En esta etapa ambos factores inciden notablemente en la inestabilidad de la estructura

(relación L/H y degradación del material) hasta que se presenta la falla en el día 50

donde se ha completado un ciclo de vaciado y llenado y el porcentaje de degradación del

material que conforma los jarillones es de aproximadamente 50% para las densidades de

compactación máxima e intermedia.



Figura 4-18: Comportamiento de los desplazamientos en el pie del talud (Nodo 1) y

corona (Nodo 2) en la zona del talud de aguas arriba (Escenario 4).

Cabe anotar que en los desplazamientos verticales que se generan en la base de los

jarillones (nodos 8,9 y 10) no se presenta el mismo comportamiento inicial descrito

anteriormente. En esta zona dichos movimientos presentan un leve incremento o se

mantienen constantes durante los primeros 25 días y posteriormente crecen a medida

que cambia la relación L/H y se degradan los parámetros geomecánicos del material

(Véase Figura 4-19).

Figura 4-19: Comportamiento de los desplazamientos en la base de los jarillones de

estudio (Escenario 4).


Al igual que con los desplazamientos, en la estabilidad de la estructura se nota

inicialmente la influencia de la relación L/H y posteriormente por la degradación del

material tal y como se evidencia en la Figura 4-20. Si bien dicha figura relaciona F.S. con

el tiempo, se anota que la variable tiempo relaciona a su vez cambios en los niveles de

agua (relación L/H) y variación de los parámetros geomecánicos del material de estudio

(% de degradación del material).

La línea amarilla representa el efecto de cargas sísmicas sobre el factor de seguridad,

considerando la degradación del material, fluctuación en la lámina de agua, aguas arriba.



121

Figura 4-20: Relación entre el factor de seguridad y tiempo (Degradación del material y

cambio de relación L/H) – Escenario 4.

Puede notarse también que es el material con densidad de compactación baja el primero

que falla. Esta situación puede asociarse a la degradabilidad del material más que a los

cambios en la relación L/H.

Con el objetivo de observar el comportamiento de algunas de las variables involucradas

en la modelación, a continuación se presentan las gráficas o figuras que relacionan los

cambios en la relación L/H y el porcentaje de degradación con el factor de seguridad.

Figura 4-21: Relación entre el factor de seguridad y la relación L/H y el porcentaje de

degradación de parámetros de los materiales de estudio (Escenario 4).

En cuanto a los posibles mecanismos de falla, se evidencia un cambio en el tipo de falla

de la estructura con densidad de compactación intermedia en relación con las registradas

en el numeral 4.2.2. A continuación se presentan las posibles fallas en las tres

estructuras de estudio:





D.C. Máxima - F.S. 0,0317 (Falla baja)

D.C. Inter. - F.S. 0,066 (Falla baja)

D.C. Baja - F.S. 0,9348 (Falla intermedia 3)

4.2.5 Escenario 5: Desembalse total instantáneo


Para este caso especial del proceso de desembalse en los jarillones de estudio en el que

para t>0, la relación L/H = 1, es decir, se ha abatido completamente el nivel de agua

sobre el talud de aguas arriba, es claro cómo los desplazamientos en todos los puntos de

la estructura decrecen hasta llegar en algunos casos a valores negativos, lo cual indica

que, a diferencia de los tres escenarios anteriores, es el talud de aguas arriba el que

sufre la mayor afectación en la estructura de estudio toda vez que la fuerza del agua que

equilibraba el sistema ha desaparecido de la parte externa del mismo talud, quedando

solamente un nivel de agua colgado dentro de los jarillones.

Los máximos desplazamientos y deformaciones (horizontales en ambos casos) ocurren

en la zona del talud de aguas arriba específicamente en la corona y centro de la

estructura, siendo mayores para las estructuras con menor densidad de compactación tal

y como se aprecia en las gráficas de la Figura 4-23 y Figura 4-24.


arriba (Escenario 5).



123

Figura 4-24: Deformaciones y desplazamientos en el jarillón con densidad de

compactación baja (Escenario 5).

Deformaciones totales

Desplazamientos totales (Vectores)

Deformaciones cortantes

Desplazamientos totales (Contornos)

Nótese en la Figura 4-24 cómo las máximas deformaciones (totales y cortantes) y

desplazamientos se concentran en el talud de aguas arriba, el cual resulta ser el más

afectado como consecuencia del desembalse total instantáneo.


En la Figura 4-25 se puede observar cómo disminuye el factor de seguridad a medida

que se va presentando abatimiento de la lámina de agua en el talud de aguas arriba,

siendo la estructura con densidad de compactación baja la que se vuelve inestable ya

que su F.S. alcanza a ser menor que la unidad incluso antes de producirse el vaciado

total.

La disminución del factor de seguridad empieza a producirse luego que la lámina de agua

ha bajado 2,0m con respecto a la condición de llenado total (5,0m), es decir cuando la

lámina de agua alcanza una altura de 3,0m.



Figura 4-25: Relación entre el factor de seguridad y vaciado para el jarillón bajo


Al observar la estructura con densidad de compactación baja, que fue la única que se

desestabilizó conforme lo arrojado por el análisis de estabilidad, puede verse que su falla

se produce en el talud de aguas arriba y según la clasificación de Cadena (2005) es una

falla intermedia 1.

Figura 4-26: Posible tipo de falla de un jarillón con densidad de compactación bajo

(Escenario 5).

4.3 Análisis general de los resultados de movimientos y estabilidad de jarillones en materiales derivados de rocas lodosas

En relación con los resultados obtenidos en el numeral 4.2, se describen a continuación

los aspectos más relevantes relacionados con el comportamiento geomecánico de

jarillones en materiales compactados derivados de rocas lodosas.



125

4.3.1 Relación entre procesos de infiltración – ciclos humedecimiento – secado con el cambio en las propiedades geotécnicas del material de estudio

Al considerar los resultados de los análisis plásticos y de estabilidad derivados de todos

los escenarios de modelación propuestos, se puede establecer lo siguiente:

Aspectos generales de los análisis

A continuación se describen algunos aspectos generales de los análisis de estabilidad,

desplazamientos y deformaciones en las estructuras de estudio:

Como es lógico, bajo condiciones de flujo estacionario y degradación del material de

estudio, son los materiales menos compactos los más propensos a llegar a la falla,

primero que los más compactos, registrándose para los primeros mayores

desplazamientos, deformaciones y superficies de falla más amplias que afectan toda

la zona del talud de aguas abajo llevando la estructura a un posible colapso general.

Bajo tasas de vaciado – llenado relativamente rápidas (1,0 m/d), donde por lo rápido

de dicho proceso el material no alcanzaría a degradarse significativamente

(parámetros geomecánicos del material constantes) puede notarse claramente la

influencia o el efecto de la relación de infiltración asociada a la relación L/H. En las

zonas del talud de aguas arriba, es normal que los desplazamientos y deformaciones

en la estructura al inicio y al final del ciclo de vaciado – llenado sean iguales en vista

que dicha área tendría condiciones de humedad similares al iniciarse y terminarse el

ciclo. No obstante, cuando el análisis se aleja de este sector hacia el cuerpo de la

estructura y mucho más hasta la zona del talud de aguas abajo, se puede apreciar

una leve disminución de los desplazamientos (inclusive una reducción en el factor de

seguridad global de la estructura) toda vez que al terminar el ciclo la línea de

saturación no queda ubicada en la misma posición que tenía al iniciar el proceso de

vaciado – llenado. La posición cambiante de la línea de saturación o primera línea de

infiltración puede observarse por ejemplo en la Figura 3-18. Independientemente de la

capacidad de retención de agua que tenga el material compactado, dada a lo rápido

de la tasa, en todos los casos se observa la diferencia en la posición de la línea de

saturación.

Este comportamiento de cambio en la posición de la línea de saturación producto de

los ciclos de humedecimiento – secado relacionados con la fluctuación en los niveles

de agua aguas arriba de las estructuras de estudio bajo tasas rápidas, también tiene

una considerable influencia en la estabilidad general de la estructura de estudio tal y

como se observa en la Figura 4-16, donde el factor de seguridad global no es el

mismo al iniciar el ciclo que al terminarlo.



Bajo tasas de vaciado relativamente lentas (0,2 m/d), donde puede presentarse

degradación del material en el tiempo, se hace evidente que al inicio del proceso de

vaciado prima el efecto del cambio en el régimen de flujo o infiltración en la masa

térrea de los jarillones producto del cambio en la relación L/H, sobre las

deformaciones y desplazamientos y la estabilidad en la estructura, ya que, como

quedó demostrado en las simulaciones, a medida que desciende la lámina de agua en

el talud de aguas arriba y simultáneamente se disminuyen los parámetros

geomecánicos del material de estudio, se presenta una disminución de los

desplazamientos en casi todas las zonas de la estructura de estudio y más aún, se

registra un aumento en la estabilidad general de la estructura.

Después de cierto tiempo, el proceso se revierte, y es ahí cuando se empieza a notar

el efecto de la degradación del material (el cual inicia un poco antes de que culmine el

proceso de vaciado y se nota porque existe un punto de inflexión en las gráficas y los

desplazamientos aumentan con el tiempo) y entonces ambos efectos llevan a la falla

al material, desestabilizándose primero las estructuras con densidades de

compactación baja.

Para los tres escenarios descritos anteriormente, se anota que la mayor afectación en

las estructuras se dan en la corona (donde se presentan los mayores

desplazamientos) y especialmente en el talud de aguas abajo, el cual es más

susceptible por las presiones externas generadas del lado del talud de aguas arriba

debido al agua estancada o embalsada. Dichas presiones tienen que ser

contrarrestadas por la estructura térrea, la cual, debido a la infiltración de agua,

presenta pérdida de esfuerzos efectivos y cortantes del suelo como resultado del agua

que se infiltra en la estructura de estudio.

Por otro lado, en el caso especial de vaciado o desembalse total instantáneo, las

mayores deformaciones, desplazamientos y la inestabilidad en la estructura pueden

presentarse en el talud de aguas arriba, siendo más inestables estructuras con

densidades de compactación bajas que no resisten el desequilibrio de fuerzas

externas e internas que se produce por el abatimiento súbito de la lámina de agua. De

acuerdo con los análisis realizados, estructuras con el material de estudio en

condiciones compactas y medianamente compactas no colapsarían ante este evento

o caso especial.

Estabilidad de los jarillones asociada a la degradación del material de estudio

En atención a los factores de seguridad obtenidos en los escenarios de los análisis

donde se incluye la degradación del material de estudio, es evidente que los escenarios

más críticos para la estabilidad de la estructura de estudio, son los que involucran la

degradación del material junto con interacción o movimiento de agua en su masa térrea

como consecuencia de condiciones de flujo estacionario (Escenario 2: condición de



127

estancamiento o embalse) y transitorio (Escenario 4: fluctuaciones de lámina de agua en

el talud de aguas arriba).

En el primer escenario mencionado anteriormente, los factores de seguridad descienden

casi que linealmente a medida que se atenúan las propiedades o parámetros del suelo.

En cambio, en el segundo, existe un ascenso de la estabilidad en los primeros niveles de

degradación, que aunque podría estar un poco exagerado, es muy probablemente

atribuible a un cambio en las condiciones de fuerzas externas sobre la estructura de

estudio como producto de un descenso en la lámina de agua del talud de aguas arriba.

No obstante, a mayores niveles de degradación se presenta el comportamiento esperado

en cuanto a la estabilidad de la estructura.

En estos escenarios puede verse también cómo los materiales presentan un

comportamiento aparentemente frágil caracterizado por el cambio abrupto en las

pendientes de las líneas antes de llegar a la falla, en relación con el escenario 1 (que

además de la degradación no influye el efecto del agua), donde la línea de factor de

seguridad vs porcentaje de degradación de los parámetros geomecánicos decrece con

una pendiente uniforme (Véase Figura 4-27).


que incluyen la degradación de las propiedades geomecánicas del material de estudio en

condición estática y dinámica (Para densidad de compactación máxima).



Estabilidad de los jarillones asociada a cambios en el régimen de flujo (ciclos de

humedecimiento – secado del material de estudio)

En cuanto a la estabilidad de las estructuras producto de las variaciones de los niveles de

agua en el talud de aguas arriba, se observa en la Figura 4-28 la variación en los factores

de seguridad para todos los escenarios de modelación que incluían cambios en la

relación L/H tanto en condición estática como con carga sísmica, en donde es el

escenario que incluye degradación del material junto con cambios en la relación L/H el

más crítico (Escenario 4: Cambio en relación L/H y degradación del material de estudio).


que incluyen fluctuaciones en la lámina de agua en las estructuras de estudio en

condición estática y dinámica (Para densidad de compactación máxima).

En los tres escenarios puede evidenciarse un comportamiento distinto, caracterizado en

el primer caso (Escenario 3: Fluctuación en la lámina de agua y propiedades

geomecánicas del material de estudio constantes) por presentarse un ascenso casi que

lineal en las condiciones de seguridad a medida que se da el abatimiento y aumento de

la lámina de agua. Esto, como se mencionó anteriormente, se presenta porque la

disminución del nivel de agua aguas arriba reduce las fuerzas externas que actúan sobre

la estructura, y en segunda medida, la línea de infiltración superior en la masa térrea no

llega a la misma posición inicial al final del ciclo de vaciado y llenado.

En el segundo escenario (Escenario 4: Fluctuación en la lámina de agua y degradación

de propiedades geomecánicas del material de estudio), el aumento en el factor de



129

seguridad ocurre hasta antes de terminar el ciclo de vaciado, en donde prima el efecto de

la degradación del material sobre el abatimiento total de la lámina de agua.

Por último, el escenario 5 (Desembalse total instantáneo), el factor de seguridad no

experimenta aumento alguno, se mantiene constante hasta cierto nivel de vaciado y

luego disminuye súbitamente hasta llegar inclusive a la falla.

4.3.2 Relación de los procesos de degradación asociada a ciclos h – s en materiales compactados derivados de rocas lodosas con eventuales mecanismos de falla de las estructuras de estudio

La degradación de un material térreo está asociada a la alteración de las características

físicas, químicas y mineralógicas que traen consigo un efecto adverso sobre las

propiedades geomecánicas de los mismos.

Si bien el tercer objetivo específico del presente trabajo establece el “identificar los

procesos de degradación de los materiales de estudio compactados”, es necesario

aclarar que dichos procesos de degradación y los efectos de los mismos sobre los

parámetros y el comportamiento geotécnico de los materiales de estudio se encuentran

ampliamente identificados en los trabajos de investigación de campo y laboratorio

realizados en el marco del grupo de rocas lodosas de los andes colombianos y

materiales térreos derivados de las mismas, donde dichos materiales han sido sometidos

a ciclos h – s.

A continuación se describen los aspectos o aportes más importantes de cómo los

procesos de degradación de los materiales térreos compactados asociados a la

aplicación de ciclos de humedecimiento – secado afectan los parámetros y el

comportamiento geotécnico de los mismos. Dichos aspectos son extraídos de los análisis

y conclusiones obtenidas de los trabajos de Melo (2009), Pardo (2011) y Gutiérrez

(2014), los cuales se relacionan con materiales térreos compactados derivados de rocas

lodosas.

Pérdida de resistencia al corte y cambios en la succión, Melo (2009)

A continuación se identifican los principales aspectos en donde se observó que la

degradación del material afecta la succión y resistencia al corte de los suelos

- Melo (2009) pudo evidenciar que a mayor número de ciclos, la curva de retención de

humedad realizada en su investigación se ubica más abajo, situación atribuida a que,

en el proceso de los ciclos h – s, las muestras progresivamente exhiben mayor



pérdida de humedad a medida que los ciclos aumentan; es decir, el material va

reduciendo su capacidad de retención de humedad en la medida que atraviesa por los

ciclos.

- A mayores ciclos h – s, se alcanzan progresivamente relaciones de vacíos mayores a

aquellas sometidas a un ciclo, lo que se atribuye a la desestructuración que presenta

la muestra asociada a su degradación.

- Para un mismo nivel de succión, los materiales con más ciclos presentan una

humedad de equilibrio menor que las de menos ciclos; mientras que la relación de

vacíos es mayor en las muestras sometidas a más ciclos, confirmando las dos

observaciones precedentes.

- En condiciones de succiones bajas, para un mismo esfuerzo vertical, el efecto de los

ciclos (de la eventual degradación) se parece manifestar en la disminución de la

resistencia al corte.

- Aparentemente el ángulo de fricción asociado a la succión matricial es prácticamente

el mismo independientemente del número de ciclos h – s e igual sucede con el ángulo

de fricción asociado con el esfuerzo normal, donde éste varía en un rango reducido.

Los valores de cohesión son menores en las muestras con tres ciclos de h – s

indicando que estas envolventes, en una curva esfuerzo cortante vs esfuerzo normal,

se encuentran más abajo que las envolventes de las muestras con un solo ciclo. Esto

último indica, como es de esperarse, que las muestras menos degradadas presentan

mayor resistencia que las muestras más degradadas.

El proceso de degradación de pérdida de resistencia al corte del material de relleno que

conforma los jarillones está relacionado con mecanismos de falla rotacionales que llevan

a la falla total o parcial del o los taludes de las estructuras. Las fuerzas de infiltración

variantes en el tiempo, junto con la fácil disminución de los parámetros de resistencia de

los materiales térreos derivados de rocas lodosas al ser sometidos a ciclos h – s

producen este tipo de fallas.



131

Figura 4-29: Inestabilidad de estructuras de estudio por pérdida de resistencia al corte

(1. En construcción, 2. En operación, 3) bajo condición de desembalse rápido) –

Adaptada de Lezama (2010).

Pérdida de propiedades físicas y rotura de partículas, Gutiérrez (2014)

Gutiérrez (2014) presenta buenos aportes de cómo inciden los procesos de degradación

dados por ciclos h – s en la degradación de las propiedades físicas y mecánicas del

material de estudio así como un interesante análisis de rotura de partículas producto de

la aplicación de ciclos h – s en el material de estudio compactado.

Las principales conclusiones sobre la incidencia de los ciclos h – s en la rotura de

partículas y disminución de las propiedades físicas son las siguientes:

- Al degradarse el material de estudio compactado como consecuencia de los ciclos de

humedecimiento – secado, se produce una reducción en el tamaño de partículas que

en algunos casos salen de la masa térrea y otros colmatan o llenan los espacios

vacíos presentes en el suelo. El porcentaje de rotura e partículas (mediante el cual se

cuantifica el proceso antes explicado) muestra una tendencia creciente para

condiciones de humedad mayor de la curva de compactación y así mismo para ciclos

en donde hay más etapas de saturación, el índice de rotura (Ir) llega a ser hasta de un

60% en la condición más crítica de humedad y para la condición de humedad de

compactación puede llegar a ser hasta un 53%.

Por lo anterior, Gutiérrez (2014) recomienda compactar este tipo de materiales, como

el de su estudio, hasta disminuir sus tamaños y llevarlo a un estado tipo suelo.



Figura 4-30: Variación índice de rotura con los ciclos de humedecimiento y secado para cinco humedades de un ensayo de compactación, tomada de Gutiérrez (2014).

- Al analizar la variación de del peso unitario seco Δd con base en los datos iniciales y

finales de cada ciclo, se pudo evidenciar la disminución de Δd a medida que aumenta

un determinado ciclo implementado. Las mayores variaciones se evidencian en el ciclo

I donde el material pasa a un estado seco inmediatamente partiendo de la humedad

natural. Además en la medida que el material inicie con una cantidad de agua mayor

en la curva de compactación su variación de peso unitario seco es menor debido a

que se acerca al valor de saturación. La tendencia es que para ciclos III y IV (donde el

material se satura completamente), el material ya no experimenta cambios

significativos en peso unitario.

- Por otro lado, al analizar Δd con la humedad, como se mencionó anteriormente para

ciclos de saturación y secado la variación del peso unitario seco es menor a medida

que aumenta la humedad inicial. Igualmente para valores mayores de la curva de

compactación en relación a la humedad, los cambios en el peso unitario tienden a

estabilizarse esto ocurre casi inmediatamente que se aproxima la humedad óptima

como referencia.

Este proceso de degradación del material de estudio está relacionado con mecanismos

de falla como la tubificación y la erosión. El primero fue abordado en el Capítulo III de

este documento, donde se determinó la posibilidad de que este ocurra en condiciones de

vaciado y llenado rápido bajo tasas relativamente rápidas. En este proceso de

degradación, el agua arrastra las partículas del suelo generando pequeñas grietas que

con el tiempo van formando conductos subsuperficiales por donde el agua fluye

incrementando la velocidad del flujo y el gradiente hidráulico.



133

Figura 4-31: Mecanismos de falla asociados a los procesos de degradación de pérdida

de propiedades físicas y rotura de partículas. Izquierda: Tubificación, Derecha: Erosión –

Adaptado de Lezama (2010).

Cambios volumétricos, Gutiérrez (2014)

- Según Gutiérrez (2014) es indudable que a pesar que las muestras inician todas con

su respectiva humedad del ensayo de compactación realizado en su investigación, las

muestras que fueron llevadas a ciclos III y IV gastaron primero su capacidad de

retención de agua, y, en consecuencia experimentaron menores cambios volumétricos

globales en el punto final, contrario a las de los ciclos I y II.

- Para ver el efecto de cada ciclo en la variación de volumen específico la siguiente

figura, refleja una disminución casi en todos los puntos de la curva de compactación,

con una tendencia importante y es que para una nueva condición de saturación del

material la variación en el volumen específico no es considerable.

Figura 4-32: Variación de volumen especifico con el número de ciclos para cada punto

de la curva de compactación, tomada de Gutiérrez (2014).

Este proceso de degradación genera un mecanismo de falla como el que se aprecia en la

siguiente figura, en donde se cambia la geometría inicial del jarillón de estudio

ocasionando una falla parcial o total que podría afectar las condiciones de servicio de la

estructura.



Figura 4-33: Mecanismo de falla asociado al proceso de degradación de cambios

volumétricos – Adaptado de Lezama (2010).

Pérdida de propiedades de rigidez, Pardo (2011)

Pardo (2011) identificó en su investigación algunos aspectos en cómo la degradación

incide en el cambio de las propiedades de la rigidez.

- Pardo (2011), comprobó en su investigación que a mayor degradación inducida al

material de estudio a través de ciclos de humedecimiento – secado, la rigidez del

mismo disminuye lo cual es evidencia de que la estructura del material cambia por lo

que se desmejoran las propiedades mecánicas. Este comportamiento se puede deber

a que los ciclos de humedecimiento y secado generan microfisuras, cambios en las

relaciones de fase, pérdida de contactos intergranulares y otros fenómenos que en

conjunto se traducen en una menor rigidez del material.

- También se hizo evidente la degradación de propiedades mecánicas al observar que

en muestras sometidas más de un ciclo de humedecimiento – secado, la relación de

Poisson disminuye, lo que no implica que se rigidice el material, ya que la deformación

unitaria axial para las muestras con tres ciclos de humedecimiento – secado puede ser

mucho mayor que la obtenida para las muestras que no se han sometido a

degradación del material.

- En cuanto a los resultados de medición de velocidad de onda, en las muestras de

granulometría media se exhibe una disminución importante en los valores de Vp y Vs

a mayor número de ciclos de humedecimiento – secado de las muestras, lo cual se

traduce en una menor rigidez del material. En muestras de granulometría fina en

cambio se observa un comportamiento similar, no obstante, cuando el material se

somete a poca degradación las velocidades de onda aumentan y por consiguiente en

su rigidez, lo cual se atribuye a fuerzas intercapilares dadas por meniscos presentes

en los contactos interparticulares.

Este proceso de degradación de los materiales produce por lo general mecanismos de

falla parcial o total caracterizados por la presencia de movimientos en la masa térrea que

conforma los jarillones y posiblemente propician la aparición de grietas en la estructura.



135

Figura 4-34: Mecanismo de falla asociado al proceso de degradación de pérdida de

propiedades de rigidez – Adaptado de Lezama (2010).

Influencia de la degradación en el cambio de la estructura del material de

estudio, Pardo (2011)

A través del análisis de secciones delgadas, las imágenes de microscopía electrónica

(SEM), las porosimetrías y sortometrías, el autor pudo determinar cómo los tamaños de

granos y de vacíos de las muestras son alterados con la degradación impuesta y la

importancia de ellos en el comportamiento y estructura del material.

- Para materiales de granulometrías medias más degradadas es apreciable el tamaño

de grano en promedio disminuye aproximadamente 25%. Esto es señal que los

granos se disgregan con los ciclos de humedecimiento – secado y según lo

evidenciado en las imágenes baja la porosidad debido a que el material disgregado se

acomoda ocupando espacios vacíos. Esto se hace evidente en las porosimetrías y

sortometrías. En cuanto a la orientación de las partículas no se evidenció ningún

patrón en particular con los ciclos de humedecimiento – secado.

- Otro comportamiento en los materiales de granulometría media tiene que ver con que

en las muestras de granulometría fina, se evidencia que hay una disminución

importante en el valor de área superficial total a mayor número de ciclos

humedecimiento – secado, con ello se evidencia de manera contundente una

tendencia a disminuir la cantidad de poros de la muestra. De acuerdo con los valores

de área superficial total, su valor aumenta a mayores valores de cambio de volumen,

humedad, relación de Poisson y viceversa. Una relación inversa se encuentra con los

valores de peso unitario seco, ya que a mayor área superficial, menor valor de peso

unitario seco y viceversa. Estas relaciones que se pueden establecer para este grupo

de muestras son contrarias a las encontradas para las muestras de granulometría

media.

- Las fotografías tomadas con el microscopio de barrido electrónico (SEM) también

dejan ver que el esqueleto mineral de estas muestras también se desintegra

gradualmente con los ciclos de humedecimiento – secado y también generando la

ocupación parcial de vacíos. Estos cambios se manifiestan en disminución de calcita

(CaCO3) y aumento de hematita (Fe2O3) e hidrómicas.



Posibles mecanismos o tipos de fallas en las estructuras de estudio bajo

diferentes escenarios y densidades de compactación

Teniendo en cuenta los resultados de los análisis de estabilidad realizados para cada uno

de los escenarios de modelación y la clasificación del tipo de falla establecida por

Cadena (2005) en su investigación, a continuación se presenta una comparación del

posible mecanismo de falla que se produciría para la estructura de estudio bajo

diferentes grados de compactación considerando el escenario simulado:

Tabla 4-4: Posibles tipos de falla rotacional de la estructura de estudio para diferentes

escenarios de modelación y densidades de compactación.

DENSIDAD DE COMPACTACIÓN

MÁXIMA INTERMEDIA BAJA

Escenario 1

Falla intermedia 3

Falla intermedia 3

Falla alta

Escenario 2

Falla baja

Falla intermedia 1

Falla intermedia 3

Escenario 3 - - -

Escenario 4

Falla baja

Falla baja

Falla intermedia 3

Escenario 5 - -

Falla intermedia 1

De acuerdo con la Tabla 4-4 puede notarse que para los materiales con densidad de

compactación baja, la estructura de estudio sufriría la mayor afectación para todos los

escenarios de análisis tanto en el talud de aguas abajo como en el de aguas arriba

(para el escenario de desembalse rápido). En todos los escenarios modelados es

visible que se presentaría una superficie de falla curvilínea bien definida que afecta

prácticamente todo el talud desde la parte inferior hasta la más alta del mismo.



137

Para los materiales con densidad de compactación intermedia, es claro cómo la

superficie de falla afectaría casi todo el talud de aguas abajo para el escenario de

modelación de desembalse o secado y parámetros geomecánicos variables. Por esto

se puede deducir que la falla viene dada netamente por la disminución de los

parámetros de resistencia del suelo más que por el efecto del agua fuera del talud de

aguas arriba o la interna que existe en la estructura.

En el escenario 2 (modelación embalse y parámetros geomecánicos variables), donde

existe una lámina de agua ubicada en su máximo nivel, al igual que la línea de

saturación bien definida o establecida, se observa que es posible que se presente una

superficie de falla intermedia tipo 1, caracterizada porque afecta un poco más del pie

del talud de aguas abajo y puede llevar al colapso general de la estructura si se tienen

en cuenta las altas velocidades de flujo en esa zona como quedó claro en el numeral

3.3.1.

En cambio, en el escenario 4, sólo se produce una falla baja que afecta el pie del talud

y que se podría pensar que no se correría tanto riesgo de colapso de la estructura por

las bajas velocidades de flujo en esa zona según los resultados del numeral de

velocidades de flujo en el numeral 3.3.3.

Por último, es la estructura cuyo material tiene mayores densidades de compactación

donde se evidencia un mejor comportamiento, con fallas bajas para los escenarios 2 y

4 que afectarían solo el pie del talud con una superficie de falla muy pequeña que

podrían asociarse con pequeños procesos erosivos; y una intermedia 3 donde sí se

presentaría una falla que afecta al talud de aguas abajo.

En la Figura 4-35, puede observarse la malla de elementos finitos deformada para la

estructura con densidad de compactación baja y condición de embalse y parámetros

del material variables. En esta se aprecia claramente la afectación que sufre la zona

del talud de aguas abajo y se observa un mecanismo de falla rotacional aunque no

está claramente definido como se evidencia en la Tabla 4-4.

Figura 4-35: Malla de elementos finitos deformada al momento de la falla para la

estructura de estudio con densidad de compactación baja (Escenario 2).



Es importante resaltar que en el escenario 3 (vaciado – llenado con tasa de 1,0 m/d)

no habría falla de la estructura como consecuencia de una reducción de los esfuerzos

cortantes. El posible mecanismo de falla que se presentaría en las estructuras de

estudio sería de tubificación debido a las altas velocidades de infiltración en la masa

térrea que conforma los jarillones bajo cualquier densidad de compactación como se

describió en el numeral 3.3.2. Dada la naturaleza del material de estudio, descrita en

el numeral 3.4.1 y expuesta por Gutiérrez (2014) en su investigación, podría

producirse tubificación del mismo, lavado o arrastre del material fino y/o colmatación

del material. De igual forma, en el escenario 5 (Vaciado o desembalse total

instantáneo) es mucho más probable que se presente este mecanismo de falla

(tubificación) para todas las densidades de compactación, en vista que es de

esperarse que las velocidades dentro de los jarillones de estudio sean mucho más

altas que para el escenario 3 en que la tasa de vaciado y llenado es de 1,0 m/d.

4.3.3 Comparación de la estabilidad global de la estructura bajo diferentes escenarios con requerimientos mínimos establecidos en la literatura

Con el fin de verificar sí las estructuras analizadas bajo diferentes grados de

compactación cumplen con los requerimientos mínimos de estabilidad global (en

condiciones estáticas y dinámicas) establecidos por Rodríguez (2002) citando al Delft

Soil Mechanics Laboratory (DSML), a continuación se hace una comparación entre los

factores de seguridad resultantes de los análisis de estabilidad realizados en este trabajo

con los valores establecidos:



139

Tabla 4-5: Comparación de factores de seguridad globales para las estructuras de

estudio.

Tomando como base los coeficientes de seguridad de la Tabla 4-5 en condición inicial

(0% de degradación de parámetros geomecánicos) y en adición a lo descrito en el

numeral anterior, es claro que el material de estudio con baja densidad de compactación

no sería competente para ser usado como un jarillón ya que no sería estable y no podría

cumplir los requerimientos de seguridad para este tipo de estructuras. De igual forma, los

materiales con densidad de compactación intermedia, aunque un poco más competentes

que los de baja densidad, no podrían ser utilizados pues el coeficiente de seguridad para

desembalse total instantáneo no cumple los requerimientos mínimos (aunque no llega al

colapso como el de compactación baja). Cabe anotar que al aplicar la carga sísmica

asumida en el numeral 4.1.3 para todos los escenarios de estudio, las estructuras bajo

las dos densidades de compactación mencionadas anteriormente no cumplirían con los

requerimientos mínimos. Es por tal motivo que solo se aprecia el valor del factor de

seguridad con carga sísmica para la estructura con densidad de compactación máxima.

El material con densidad de compactación máxima es el único que cumpliría todos los

criterios de seguridad estáticos y con carga sísmica de acuerdo con la fuente consultada,

por lo cual se declara como el único material competente que podría cumplir con el

objetivo para el que es construida de la estructura de estudio.

Como aspecto importante a resaltar se anota que si bien el software empleado para los

análisis de estabilidad (Plaxis®) no realiza un cálculo basado en las teorías de equilibrio

límite (método usado para para determinar los factores de seguridad según DSML), este

brinda una idea aceptable de la seguridad de la estructura en donde los parámetros de

0% 12,5% 25,0% 37,5% 50,0% 62,5%

Máxima 2,38 2,12 1,88 1,66 1,43 1,00

Intermedia 1,72 1,56 1,39 1,24 1,00

Baja 1,17 1,07 0,97

Con carga sísmica Máxima 1 1,29 1,17 1,03 0,90

Máxima 2,09 1,84 1,62 1,39 0,63

Intermedia 1,52 1,36 1,21 0,83

Baja 1,03 0,94

Con carga sísmica Máxima 1 1,12 0,97

Máxima 2,09 2,36 2,23 1,80 0,95

Intermedia 1,51 1,74 1,66 1,34 0,88

Baja 1,03 1,20 1,17 0,93

Con carga sísmica Máxima 1 1,11 1,26 1,19 0,96

Máxima 1,57

Intermedia 1,13

Baja 0,94

Con carga sísmica Máxima 1 0,90

Escenario 5 (Rápida

disminución del tirante de

flujo)

1,2

Escenario 2 (Durante la

ocurrencia de los máximos

niveles de agua)

Escenario 4 (Disminución de

parámetros geomecánicos y

variación relación L/H)

F.S. considerando porcentaje de degradación

parámetros geomecánicos

1,5

1,3

-

F.S.

mínimo

según

DSML

Escenario Modelado

(Condición de diseño)

Densidad de

compactación

Escenario 1 (En

construcción, final de la

construcción)



resistencia del material se reducen gradualmente por un factor de reducción hasta que se

llega a la falla y adicionalmente proporciona una posible superficie de falla que da una

idea del potencial daño que puede sufrir la estructura en su totalidad o de manera parcial.

Al observar los valores resultantes de los análisis de estabilidad para los escenarios que

incluyen degradación de los parámetros geomecánicos del material de estudio, se puede

corroborar lo descrito en el numeral 4.3.1, donde se explicó que la situación más crítica

se aprecia en el escenario que involucra tanto degradación del material como

fluctuaciones en la lámina de agua en el talud de aguas arriba, que a su vez repercute en

la dinámica de flujo en la estructura de estudio.

5. Conclusiones y recomendaciones finales

5.1 Conclusiones

A la hora de realizar diseños de estructuras como los jarillones (o similares), los análisis

de estabilidad y de movimientos llevados a cabo comúnmente se centran en la revisión

de los factores de seguridad en condiciones estáticas y dinámicas para los escenarios

considerados “más críticos”, específicamente cuando la estructura se encuentra con los

máximos niveles de llenado, y en algunas ocasiones la condición de desembalse total

instantáneo o desembalse rápido. Aunque estos análisis representan condiciones que en

la realidad se esperaría que sean críticas, es indispensable tener en cuenta las

características físico-químicas del material que se estudie, en este caso el material

derivado de rocas lodosas.

Es por tal motivo que en este trabajo se adiciona el análisis de las condiciones de

estabilidad de la estructura considerando la degradación del material, representado en la

modelación de escenarios que incluyen cambios en los parámetros geomecánicos del

mismo. Si bien en la práctica está demostrada la degradación que experimentan los

materiales térreos derivados de rocas lodosas (y las mismas rocas como tal), que en

algunos casos pueden presentar condición de alteración física en pocos días y en el

mayor de los casos en términos de semanas y algunos meses, con el ejercicio de la

degradación de los materiales térreos que conforman el jarillón de estudio lo que se

busca es representar cómo podría llegar a fallar la estructura bajo diferentes densidades

o grados de compactación.

Por lo anterior, es importante reconocer la limitación que tienen los análisis realizados

mediante software especializado en el entendimiento de la degradación del material. Es

de suma importancia que la degradación impuesta al material en las modelaciones esté

acompañada de un trabajo de laboratorio y/o campo en el que se pueda establecer la

tasa de cambio de los parámetros de resistencia y rigidez del material con el fin de

evaluar mejor el modelo propuesto o representar un poco más la realidad.

Con base en los análisis y resultados de la modelación de flujo transitorio,

deformaciones, desplazamientos y estabilidad (mediante la técnica de elementos finitos)

en jarillones construidos con materiales compactados a diferentes densidades y teniendo

en cuenta las conclusiones y recomendaciones dadas en los diversos trabajos del grupo



de investigación sobre rocas lodosas de los andes colombianos y materiales térreos

derivados de las mismas, se puede concluir lo siguiente:

El efecto que pueda tener la infiltración de agua en las estructuras de estudio depende de

la dinámica del flujo en el interior de la masa térrea, es decir, dicha influencia (por lo

general adversa) es atribuida en gran medida a la tasa de vaciado y/o llenado del agua

localizada sobre el talud de aguas arriba, que a su vez está relacionada con las

velocidades que se generan al interior de los jarillones y fundamentalmente a la densidad

de compactación de las estructuras, ya que esto incide directamente en la capacidad de

retención de agua de los materiales térreos. Como quedó demostrado por medio de las

modelaciones existe una relación directamente proporcional entre el grado o nivel de

compactación de las estructuras de estudio y la capacidad de retención de agua, ya que

entre menor sea el primero, menor será su capacidad para retener agua y viceversa.

En este sentido, es importante resaltar que al modelar el sistema con tasas de vaciado y

llenado relativamente rápidas (como 1,0 m/d) se presenta un comportamiento histerético

de la altura de presión y el contenido volumétrico de agua en casi todas las zonas de las

estructuras de estudio (en especial el centro y zona del talud de aguas abajo),

caracterizado porque no se recuperan los valores o condiciones iniciales al finalizar un

ciclo de vaciado - llenado tal y como se aprecia por ejemplo en la Figura 3-18. Puesto en

otros términos, los materiales más compactos retienen el agua por un mayor tiempo que

los menos compactos y ante ciclos de humedecimiento y secado reaccionan de una

manera más lenta que los últimos a los cambios de altura de presión, situación que hace

a los materiales menos compactos, más susceptibles a la falla ante eventos de vaciado -

llenado rápido, desembalse total instantáneo y cualquier situación que involucre el

cambio rápido de las cabezas de presión dentro de la masa térrea que conforma los

jarillones. No obstante, dicho comportamiento incide de manera directa en las

deformaciones, desplazamientos y estabilidad de las estructura bajo cualquier grado de

compactación, pues las condiciones de saturación de las estructuras cambian al final del

ciclo aunque de diferente orden de magnitud dependiendo del grado de compactación del

material.

Para tasas de vaciado y llenado relativamente lentas (como 0,2 m/d), el comportamiento

descrito anteriormente no es tan evidente toda vez que el efecto de poca retención de

agua de los materiales menos compactos se ve compensado con lo lento que es el

movimiento de agua afuera de la estructura de estudio. Bajo este escenario de eventos

de infiltración largos y lentos es de esperarse que todos los materiales estudiados

presenten una susceptibilidad a la falla similar, ya que el comportamiento de las

presiones es relativa o prácticamente igual.

Como resultado de todo lo descrito anteriormente, se puede concluir que la velocidad de

la variable L/H tiene una incidencia importante en los procesos de inestabilidad de los

materiales compactados, pues en condiciones de desembalse total instantáneo

Capítulo V – Conclusiones y recomendaciones finales 143

(condición de vaciado extremadamente rápida), se presenta la falla debido a la pérdida

de resistencia al cortante (F.S. < 1) para materiales poco compactos y es probable que

se produzcan otros mecanismos de falla asociados a las altas velocidades de flujo, al

igual que para tasas de vaciado relativamente rápidas como las del escenario 3 (1,0

m/d). Por otro lado, con relaciones L/H un poco más lentas, como las del escenario 4 (0,2

m/d) no es de esperarse fallas asociadas a las velocidades de infiltración o de flujo y los

factores de seguridad menores a la unidad, simbolizan la falla por resistencia del

material, siendo probable que se presenten en un tiempo muy distante al inicio de la

ocurrencia del proceso de vaciado y llenado.

Considerando todos los aspectos relacionados con la infiltración descritos anteriormente,

y teniendo en cuenta el comportamiento del material de estudio en lo que respecta a los

altos porcentajes de rotura de partículas al ser sometido a ciclos de humedecimiento –

secado demostrados por Gutiérrez (2014) en su investigación, y sumado a las altas

velocidades que se producen bajo tasas de vaciado – llenado relativamente rápidas, se

puede concluir que las estructuras de estudio pueden verse afectadas por procesos de

tubificación por pérdida de material fino o colmatación por el arrastre de los mismos de

una zona a otra, en especial las que presentan mayores velocidades de arrastre y/o

transporte del material como los materiales con densidades de compactación bajas.

Como se evidencia con las modelaciones y cálculos de gradientes críticos realizados

(tomando como base los parámetros del material de estudio de la tesis de Gutiérrez

2014), para tasas de vaciado y llenado rápidas se pueden producir grandes velocidades

de flujo o infiltración en la masa térrea que conforman los jarillones, las cuales podrían

llevar a que se produzcan procesos de tubificación en los suelos específicamente en la

cara del talud de aguas arriba (a medida que avanza el proceso de llenado) y el pie del

talud de aguas abajo, generando la falla local o global de las estructuras bajo cualquier

densidad de compactación.

El efecto de la degradación de los materiales térreos que conforman los jarillones es más

notorio, como era de esperarse, en las estructuras con bajas densidades de

compactación en relación con las más densas. Esto puede evidenciarse en que se

producen deformaciones y desplazamientos más grandes y coeficientes de seguridad

menores en comparación con las demás densidades.

Es claro el efecto de la infiltración asociada a los cambios de la relación L/H (ciclos de

humedecimiento – secado) en el comportamiento geotécnico de las estructuras de

estudio como se puede apreciar en la modelación del escenario 3 (condición de vaciado

y llenado y parámetros geomecánicos del material constantes), puesto que se producen

mayores desplazamientos en la zona del talud de aguas arriba en comparación con las

demás zonas, y una mejoría en la estabilidad global de la estructura como consecuencia

del comportamiento histerético descrito anteriormente que produce que la línea de

infiltración superior o de saturación no se ubique en la misma posición inicial al



terminarse el ciclo de vaciado – llenado relacionado con humedecimiento – secado de la

estructura.

Es indiscutible el papel que juega la succión asociada con zonas de suelos en condición

de saturación parcial en el aumento del factor de seguridad de las estructuras de estudio,

situación que se hace evidente al comparar los resultados de los escenarios 1

(condiciones de desembalse y parámetros geomecánicos del material variables) y el

escenario 2 (condiciones de estancamiento y parámetros geomecánicos del material

variables). En el primero puede notarse el efecto benéfico sobre la estabilidad que tiene

la succión, asociada a zonas no saturadas en la estructura sobre la resistencia del

material, pues gran parte de la estructura presenta presiones negativas asociadas a

succión produciendo factores de seguridad de hasta 2,38, mientras que para el segundo

escenario mencionado, se infiere o deduce el efecto adverso que tiene el agua sobre la

resistencia de los materiales (pérdida de esfuerzos cortantes) dando factores de

seguridad de 2,08, un poco más bajo que el escenario 1. Este comportamiento es

probable que se dé siempre y cuando no se generen procesos e infiltración por aguas

lluvias o similares.

De acuerdo con las modelaciones, cuando se combinan escenarios de vaciado – llenado

junto con la degradación de propiedades geomecánicas del material de estudio en una

misma simulación (escenario 4), se evidencia primero el efecto del cambio en la relación

L/H (en el proceso de vaciado) sobre las deformaciones, desplazamientos y estabilidad

de las estructuras bajo cualquier grado de compactación, no obstante, al avanzar el

tiempo y con ello los ciclos de humedecimiento y secado del material producto de la

infiltración, y se van degradando cada vez más los materiales de estudio, empieza a

notarse más el efecto de esta última variable en la estabilidad general del sistema

generando que todas las estructuras lleguen a la falla.

Para todos los escenarios modelados en este trabajo, queda claro que es la estructura

con menor densidad de compactación la que sufriría las mayores afectaciones en

términos de seguridad o estabilidad general. Todos sus posibles daños comprometen

casi todas las zonas de la proyección horizontal de los taludes, con superficies de falla

profundas (tanto el de aguas arriba para el escenario de desembalse total instantáneo

como el de aguas abajo para el resto de los escenarios) provocando así que las

estructuras colapsen y no cumplan su funcionalidad.

En contraste con lo anterior, las estructuras con mayor densidad de compactación sufren

fallas bajas o superficiales asociadas a pequeños desprendimientos del material y que

pueden producir poca afectación de los taludes, situación que puede generar solo daños

parciales en la estructura sin que esto pueda afectar, en algunos casos, su estabilidad

general.


En adición a lo anterior, una de las hipótesis principales de este trabajo consistía en

verificar, mediante la modelación numérica el efecto de la degradación ya conocida del

material de estudio y sus consecuencias en la estabilidad de los jarillones, estructuras

que son utilizadas para el control de inundaciones y en algunos casos represamiento de

agua de manera temporal (como si fuera una ataguía en tierra). Sobre este particular, se

verificó como uno de los aspectos más relevantes, que los procesos de degradación y el

flujo de agua en la masa térrea de las estructuras de estudio podrían llegar a producir

gran afectación en el funcionamiento de las mismas, toda vez que en el análisis de

estabilidad, su comportamiento geotécnico presenta una tendencia al comportamiento de

materiales frágiles (entre más compacto más se evidenció esta situación), lo cual

resultaría peligroso para este tipo de estructuras porque en condiciones de degradación

del material, se estaría presentando un escenario de colapso general y no cumpliría el

objetivo para el que fue construida.

En términos generales, considerando lo mencionado en el párrafo anterior y todas las

modelaciones realizadas, es claro que son los materiales con altas densidades de

compactación (para el material de estudio) son los más aptos para ser utilizados en

estructuras como los jarillones, pues presentan menores movimientos ante las diferentes

condiciones de flujo y degradación del material y para su condición inicial registran

coeficientes de seguridad aceptables (en condición estática como dinámica) en

comparación con datos de referencia a nivel internacional para este tipo de estructuras

sometidas a diferentes escenarios que pueden darse durante su vida útil. Del mismo

modo, si bien puede que presenten comportamientos frágiles ante procesos de

degradación del material producto de variaciones en la lámina de agua en el talud de

aguas arriba (asociados con ciclos de humedecimiento – secado en el material térreo),

son los más competentes y podría decirse, como era una hipótesis, los que más tiempo

permanecen estables

5.2 Recomendaciones

Si bien en condiciones iniciales el material compacto o medianamente compacto

presenta comportamientos geotécnicos aceptables a la luz de las clasificaciones

convencionales de la literatura, por todas las situaciones problemáticas o condiciones

adversas que presenta al ser sometido a ciclos de humedecimiento – secado, se

recomienda que pueda ser empleado como material de relleno para jarillones con la

condición que cumpla las recomendaciones dadas por Gutiérrez (2014) para la utilización

de estos materiales como terraplenes. Además, teniendo en cuenta las modelaciones

realizadas en este trabajo, es importante que el material sea llevado a sus máximas

densidades de compactación, es decir, a altos grados de compactación.

Por otro lado, teniendo en cuenta la naturaleza y comportamiento altamente degradable

del material y su tendencia a pérdida de finos ante procesos de humedecimiento –

secado, es recomendable que no sea usado para jarillones por largos periodos de



tiempo. De ser así, se recomienda que sea monitoreado constantemente o reforzado con

obras adicionales tales como drenes de pata, reforzamiento de núcleo, entre otras, con el

fin de reducir o mitigar el efecto que podría generar las velocidades de flujo ante un

escenario de desembalse rápido en el talud de aguas arriba y así poder controlar eventos

de inestabilidad de las estructuras. Al mismo tiempo, es importante resaltar, que si bien

este trabajo no tuvo en cuenta el comportamiento de la cimentación del material, lo ideal

es realizar mejoramientos del terreno de base o adecuarla para que movimientos en este

no terminen por afectar el comportamiento o funcionalidad de los jarillones.

Es importante conocer el significado y la influencia que tienen todos los parámetros de

tipo geotécnico y/o numérico que usan los modelos numéricos de elementos finitos

empleados en el desarrollo de este trabajo final (Hydrus® y Plaxis®) debido que los

resultados dependen de los mismos. Además, éstos consideran la geometría,

parámetros, cargas externas, entre otros aspectos que los acercan a la realidad y los

hacen confiables. Esto lo confirma la correspondencia que existe entre los resultados

obtenidos y lo que expresa la literatura convencional sobre los temas que aborda este

trabajo y en especial las pruebas experimentales realizadas en otros trabajos del grupo

de investigación de las rocas lodosas de los andes colombianos y materiales térreos

derivados de las mismas y que se encuentran referenciadas en el numeral 2.5. No

obstante, a pesar de la buena representación de la realidad de los modelos numéricos

utilizados, los resultados deben ser tomados con cierta prudencia toda vez que para los

análisis y modelaciones se realizan algunas suposiciones como la isotropía del material

de relleno para los jarillones, el establecimiento de una cimentación bastante rígida que

no influyera mucho en los desplazamientos de la estructura de estudio, entre otros

aspectos.

Para futuras investigaciones sobre jarillones construidos con materiales derivados de

rocas lodosas o estructuras similares, se recomienda llevar a cabo un modelo a escala e

instrumentarlo con el fin de corroborar o ampliar el estudio de estas estructuras con

materiales un poco problemáticos como lo son los materiales térreos derivados de rocas

lodosas. Lo anterior con el ánimo de relacionar los resultados de este trabajo con los

obtenidos por la investigación de Gutiérrez (2014) cuyo material fue objeto de este

estudio, y otras investigaciones en el marco del grupo de investigación de rocas lodosas

de los andes colombianos.

En adición a todo lo expuesto anteriormente y reconociendo que en la práctica de la

ingeniería civil se suelen realizar algunas estructuras de “carácter temporal” (como de

control de inundaciones o ataguías), que por falta de planeación en los proyectos,

recursos económicos, entre otros factores, terminan por establecerse de manera

permanente (Situación que puede tornarse “peligrosa” cuando la estructura se construye

con materiales como el de estudio), se recomienda seguir la metodología de Torres

(2011) y/o Gutiérrez (2014) con el fin de establecer la tasa de cambio de las propiedades

geomecánicas del material de estudio y conocer con un mayor grado de confiabilidad la


afectación de estructuras de estudio producto de la degradación del material en el

tiempo.

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