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8/17/2019 anlisisdeestabilidaddetaludes-130327201851-phpapp02.pdf

1/39

Dr. Jorge E. Alva Hurtado

UNIVERSIDAD NACIONAL DE INGENIERUNIVERSIDAD NACIONAL DE INGENIERÍÍ A AFACULTAD DE INGENIERÍA CIVIL

SECCIÓN DE POST GRADO

AN AN Á ÁLISIS DE ESTABILIDAD DELISIS DE ESTABILIDAD DETALUDESTALUDES


2/39

AN AN Á ÁLISIS DE ESTABILIDAD DE TALUDESLISIS DE ESTABILIDAD DE TALUDES

* CARACTERÍSTICAS Y ASPECTOS CRÍTICOS DE VARIOS TIPOS DE

PROBLEMAS DE ESTABILIDAD DE TALUDES

* PROCEDIMIENTOS DE INVESTIGACIÓN Y DISEÑO DE TALUDES

* ANÁLISIS DETALLADO DE ESTABILIDAD

* MÉTODOS DE ESTABILIZACIÓN DE TALUDES


3/39

b ) PRESA DE TIERRA GRANDE CONSTRUIDA RÁPIDAMENTE SIN CAMBIO EN EL CONTENIDODE HUMEDAD DEL NÚCLEO DE ARCILLA

(NO CONSOLIDADO - NO DRENADO)

a ) TERRAPLÉN CONSTRUIDO RÁPIDAMENTE SOBRE UN DEPÓSITO DE ARCILLA BLANDA

c ) ZAPATA CONTINUA COLOCADA RÁPIDAMENTE EN DEPÓSITO DE ARCILLA

q = 5.7 Su + γt Dude la fórmula de capacidad de carga deTerzaghi con φ = 0

D

qu

τ f f τ f f = S del núcleo dearcilla compactadau

τ f f = S insituu

τ f f

B

EJEMPLOS DE ANÁLISIS TIPO UU


4/39

EJEMPLOS DE ANÁLISIS TIPO CD(CONSOLIDADO - DRENADO)

a ) TERRAPLÉN CONSTRUIDO MUY LENTAMENTE POR CAPAS SOBRE

UN DEPÓSITO DE ARCILLA BLANDA

b ) PRESA DE TIERRA CON ESTADO DE INFILTRACIÓN CONSTANTE

c ) ZAPATA CONTINUA EN DEPÓSITO DE ARCILLA A LARGO PLAZODESPUÉS DE LA CONSTRUCCIÓN

τ f f = S resistencia cortante drenada insitud

τ f f

τ f f = S del núcleo de arcillad

τ f f

donde Nc, N γ y Nq son función de φ

q

D

u

qu = c N c + 1 γ B N γ + γ D N q2

B


5/39

(CONSOLIDADO - NO DRENADO)

a ) TERRAPLÉN ELEVADO DESPUÉS DE CONSOLIDARSE BAJO ALTURA INICIAL

b ) DESEMBALSE RÁPIDO AGUAS ARRIBA. SIN DRENAJE DEL NÚCLEO

c ) CONSTRUCCIÓN RÁPIDA DE TERRAPLÉN EN TALUD NATURAL

τ f f = S insitu después deconsolidación bajo capa 1

u

τ f f = S del núcleo correspondiente aconsolidación bajo infiltraciónconstante antes del desembalse

u

τ f f τ f f = S insitu de arcilla en el taludnatural antes de construcciónu

τ f f

1

2

τ f f

EJEMPLOS DE ANÁLISIS TIPO CU


6/39

RESISTENCIA CORTANTE DRENADA Y NO DRENADA

ARCILLA SOBRECONSOLIDADA

(OCR > 4)

S DU

Us

S DL

SU

ARCILLA NORMALMENTE CONSOLIDADASDL

L í n e a K f

SUSDU

N o D r e n

a d a

E S P - D e s c a r g a

E S P

P , P

E S P

- C a r g a

D r e n a

d a

Us T

S P

q

q

P , P

D r e n a d a

L í n e a

K f

(OCR = 1)

T S P


7/39

1) Terraplenes Granulares Construidos en Suelo Firme o Roca

2) Terraplenes Cohesivos Construidos en Suelo Firme o Roca

- Al Final de la Construcción (Corto Plazo)

- A Largo Plazo- Desembalse Rápido o Similar

3) Terraplenes en Terreno Blando

- Al Final de la Construcción (Corto Plazo)

- A Largo Plazo

- Desembalse Rápido o Similar

CARACTERÍSTICAS Y ASPECTOS CRÍTICOS DEVARIOS TIPOS DE PROBLEMAS DE ESTABILIDAD

DE TALUDES


8/39

4) Taludes en Excavaciones

- Al Final de la Construcción (Corto Plazo)- A Largo Plazo- Desembalse Rápido o Similar

5) Laderas Naturales

6) Taludes Con Problemas Especiales- Arcillas Duras Fisuradas y Lutitas- Loess- Suelos Residuales- Arcillas Altamente Sensibles

CARACTERÍSTICAS Y ASPECTOS CRÍTICOS DEVARIOS TIPOS DE PROBLEMAS DE ESTABILIDAD

DE TALUDES


9/39

- Observación de Campo

- Uso de Ábacos

- Análisis Detallado

PROCEDIMIENTOS DE INVESTIGACIÓN YDISEÑO DE TALUDES


10/39

COTANGENTE DEL TALUD - X

321 4 5 6 700

25

50

75

100

125

MAS EMPINADO QUE 20° MAS TENDIDO QUE 20°

DESLIZAMIENTO EN SUELO

DESLIZAMIENTO EN ROCA METEORIZADA

DESLIZAMIENTO EN RELLENO

A L T U R A

D

E L

T A L U D

- H

( P i e s )

1

x

EVALUACIÓN DE LA ESTABILIDAD DEL TALUD POR MEDIO DE DATOS DECAMPO


11/39

ÁBACOS DE ESTABILIDAD PARA TALUDES INFINITOS

0.1

H

β

γ = Peso unitario total del suelo

γw = Peso unitario de agua

c' = Cohesión

φ' = Angulo de fricción

r u = Relación de presión de poro

u = Presión de poro en la profundidad H

Esfuerzo

Efectivo

Hγ

u=

Pasos

1. Determine r u de valores de presiónde poros medidos ó fórmulas

2. Determine A y B de los ábacos

3. CalculeH

cB

tg

tgAF

γ β

φ ′+

′=

1.0

0.9

0.8

0.7

0.6

0.50.4

0.3

0.2

0

r u = 0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

Relación de talud b = cotg β

P a r á m

e t r o A

1 2 3 4 5 6

Superficie deInfiltración

β

β

Infiltración paralela al talud

β γ

γ 2u cosr

T

X w=

θ β γ

γ

tgtg1r u +

= 1w

Infiltración emergiendo del talud

θ

β

10

8

7

6

54

3

2

1

0 1 2 3 4 5 60

Relación de talud b = cotg β

XT

9

P a r á m e t r o B

Pγ H + q - γw Hw


12/39

COORDENADAS DEL CENTRO PARA EL CÍRCULO CRÍTICO ÁBACOS DE ESTABILIDAD PARA SUELOS CON

φ

= 0 Ref. (Janbu, 1968)

A b s c i s a d

e l c e n t r o - x o

90 80 70 60 50 40 30 20 10 0

4

3

2

1

0

-1

C I R C

U L O S

P I E

Y B A S E

cot β0.25 0.50 1.0 1.5 2 3 4 6 10

Angu lo del talud – b (grados)

d = 0

d = 0.5

90 80 70 60 50 40 30 20 10 0

5

4

3

2

1

Y = y H0 0

C í r c

u l o s p

u n t o m

e d i o

C I R C U L O P I E

d = 3.0

2.5

2. 0

0

cot β

0.25 0.50 1.0 1.5 2 3 4 6 10


0.3

NUMERO DE ESTABILIDAD


Círculos pieCírculos baseCírculos talud

DH

d =

dF = N c

P0

β H

D = dHBase Firme

γ = Peso unitario total del suelo

/ / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / /

Factor de Seguridad

Pd =γ q γ

uq uw ut

0.250

cotg β

0.50 0.75 1.0 1.5 3 4 6 ∞

90 80 70 60 50 40 30 20 10 0

3.834

5

6

7

8

9

10

11

2

C I R C U

L O P I E

d =

0

5.53 d=∞

3 2

1. 5

1. 0

0. 5

0 . 3

0 . 2

0 . 1

CIRCULOTALUD

N

ú m e r o d e e s t a b i l i d a d , N o

CIRCULOBASE

10

∞

Xo

oH

X = x H0 0

β

/ / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / /

Centro Crítico

Y

O r d e n a d a d e

l c e n t r o - y o

0

∞

1.5

1. 0


13/39

GRÁFICOS DE ESTABILIDAD DE TALUDES PARA SUELOS CONφ

0

Ref. (Janbu, 1968)

0 1 2 3 4 5

10050

30

2015

10864

2

1

0

N ú m e r o c r í t i c

o d e E s t a b i l i d a d , N

c f

Relación de Talud b = cot β

V a

l o r e s d e λ c φ

1

2

5

10

20

50

100

200

300 Para c = 0 :

F = b tan φPP

e

d

F = Ncf

c Pd

cφλ =P tan φ

ce

HHw

βwH'

1b

q

Ht

γ H + q − γ Hμ μ μ

w w

q w tP =d

γ H + q − γ H 'μ μ'

w w

q wP =e

( En la fórmula de P tomar q = 0, μ = 1 para condición no consolidada )e q

3.0

2.0

1.0

0

-1.00 1 2 3 4 5

Relación de talud b

C o o r d e n a d a s U n

i t a r i a s X

e

Y

0

0

100

2010520

25

1020

100

Coordenadas

X = x H

Y = y H

0 0

0 0

COORDENADAS DEL CENTRO DELCIRCULO CRITICO

y0

λ =Cφ

x0

λ = 0Cφ


14/39

FACTORES DE REDUCCIÓN POR CARGA ADICIONADA

LEYENDA

q

βH

D=dHBase Firme/ / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / /

β = 0°1.0

0.9

0.8

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

Relación qγ

/H

F a c t o r

b

(a)

90°

60°

30°

Círculo por el pie

1.0

0.9

0.8

1.0

0.5

0

d = ∞

(b)

Círculo por la base F a c t o r

b

Relación q γ/H

FACTORES DE REDUCCIÓN PARA LOS GRÁFICOS DE ESTABILIDAD DETALUDES, SUELOS CON

φ

= 0 Yφ

> 0Ref. (Janbu, 1968)

FACTORES DE REDUCCIÓN POR SUMERGENCIA (μw)

E INFILTRACIÓN (μ′w)

30°

60°

90°

1.0

0.9

0.8

0 0.5 1.0

β = 0°

Círculo por el pie

Relación Hw/H y H'w/H

F a c t o r m w

y

m ' w

1.0

0.9

0.8

0 0.5 1.0

0.5

0

Círculo por la base

d = ∞

(c)

(d)

LEYENDA

Base Firme/ / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / /

/ / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / /

Base Firme

H wH'w H

D=dH

H

D=dH

Hwβ

F a c t o

r

w

y

' w1.0

Relación Hw/H y H'w/H


15/39

FACTOR DE REDUCCIÓN POR GRIETA DE TRACCIÓNSIN PRESIÓN HIDROSTÁTICA EN LA GRIETA

1.0

0.9

0.8

0.7

0.6

0.50 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

Relación Ht / H(a)

β

= 0°

30°

60°

90°

Círculo por el pie

(b)

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

1.0

0.9

0.8

0.7

0.6

0.5

F a c t o r

t

d = ∞

0

0.51.0

Círculo por la baseCírculo por la base

/ / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / /

D=dH

β

Base Firme

H

LEYENDA

Ht

Grieta de Tracción

Relación Ht / H

F a c t o r

t

FACTORES DE REDUCCIÓN PARA LOS GRÁFICOS DE ESTABILIDAD DE TALUDES,

SUELOS CON f = 0 Y f > 0Ref. (Janbu, 1968)

FACTOR DE REDUCCIÓN POR GRIETA DE TRACCIÓN

CON PRESIÓN HIDROSTÁTICA EN LA GRIETA

Relación Ht / H

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

1.0

0.9

0.8

0.7

0.6

0.5

1.0

0.9

0.8

0.7

0.6

0.5

d =∞

β

= 0°

Círculo por el pie

Círculo por la base

30°

60°

90°

1.00.5

0

/ / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / /

D=dH

β

Base Firme

H

LEYENDA

Ht

Grieta de Tracción

(c)

(d)

F a c t o r

t

F

a c t o r

t

Relación Ht / H


16/39

Cu = RESISTENCIA NO-DRENADA

φU = 0

Cb

HO

H

β

1

CALCULE)H(H

bCNF

O+=

γ

2

3

45

EXTRAPOLE EL PERFIL DE RESISTENCIA HACIA ARRIBA, PARA DETERMINAR HOCALCULE M = HO/H

DETERMINE EL NUMERO DE ESTABILIDAD N DEL GRAFICO INFERIOR

DETERMINE Cb = RESISTENCIA EN LA BASE DEL TALUD

PASOS

Use γ = γb PARA TALUD SUMERGIDO

Useγ

=γm PARA NO EXISTENCIA DE AGUA FUERA

DEL TALUD

Use γ PROMEDIO, PARA TALUD PARCIALMENTESUMERGIDO

N U M E R O D

E E S T A B I L I D

A D , N

34

32

30

28

26

24

22

1816

14

12

10

86

4

2

0

20

90 60 30 0

β (GRADOS)

GRÁFICOS DE ESTABILIDAD DE TALUDES PARAφ

= 0 Y RESISTENCIA AUMENTANDOCON PROFUNDIDAD. (Hunter y Schuster, 1968)

M = 2

. 0 0

1. 7 5

1. 5 0

1. 2 5

1. 0 0

0. 7 5

0. 5 0

0. 2 5

0

F a l l a

s u p e

r f i c i a l

F a l l a

p r o f u

n d a


17/39

- Método de Dovelas

- Método de la Cuña Deslizante

- Conclusiones

ANÁLISIS DETALLADO DE ESTABILIDAD


18/39

EJEMPLO DEL MÉTODO ORDINARIO DE DOVELAS

20

10

0

-10

-20

10

E l e v a c i ó n

- p i e s

1 2

4

Capa γ (lb/pie3) c (lb/pie2) φ (grados)

A 110 60 35

105 100 30

110 750 5

B

C

R a d i o - 1 0 0 p i e s

3

5 6 78

910 A

B

C


19/39

FUERZAS QUE ACTUAN EN DOVELA

Δ x

W

X E

b

θ a

T

U = u Δ l i i i

Δ l

U r

X

E i + 1

U

N i

i

i

i + 1ii

ii

i i

i

i


20/39

INCÓGNITAS

N-1 FUERZAS HORIZONTALESN-1 FUERZAS VERTICALESN-1 LOC. F. HORIZONTALESN FUERZAS NORM. BASEN LOC. F. NORM.N FUERZAS NORM. BASEI F.S.

5N-2 TOTAL

SISTEMA INDETERMINADO

3N TOTAL

ECUACIONES

FACTOR DE SEGURIDAD

A

RF =

∑=

∑=

+=

∑=

=

∑=

∑=

+=+=

n

1 i

en

i

n

1

i

gL

F

n

1

i

en

i

A

)

n

1

i

n

1

tg

i

lg

R

φ

φ φ

M

H

v

EQUILIBRIO DE FUERZAS Y MOMENTOS


21/39

ASUME QUE LA RESULTANTE DE FUERZAS LATERALES ACTUA PARALELA A LA BASE DE CADA DOVELA

RESUELVE LAS FUERZAS NORMALES PERPENDICULARES A LA BASE ELIMINANDO LAS FUERZAS LATERALES

MÉTODO ORDINARIO DE DOVELAS(FELLENIUS)

SATISFACE : EQ. TOTAL DE MOMENTOS

NO SATISFACE : EQ. FH: EQ. FV: EQ. INDIVIDUAL DE MOMENTOS

1 ECUACIÓN 1 INCÓGNITA

∑=

Δ−∑=

+=

n

sen

n

tg

F

1

1

i i

il

iu

i

i

iiW

θ

θ φ )cos(


22/39

MÉTODO SIMPLIFICADO DE BISHOP

N + 1 ECUACIONES N + 1 INCÓGNITAS

ASUME QUE LAS FUERZAS VERTICALES EN LASDOVELAS SON CERO

RESUELVE LAS FUERZAS EN LA DIRECCIÓN VERTICALELIMINANDO LAS FUERZAS LATERALES

[ ] [ ]

)1(cos)(

)(/1)(

1

F

tgtg M

senW

M tg xuW xc

F

iii

n

i

ii

n

i

iiiii

φ θ θ θ

θ

θ φ

+=

Δ−+Δ=

∑

∑

=

SATISFACE : EQ. TOTAL DE MOMENTOSEQ. FV

NO SATISFACE : EQ. INDIVIDUAL DE MOMENTOSEQ. FH


23/39

METODO DE LOWE Y KARAFIATH

ASUME QUE LA INCLINACIÓN DE LAS FUERZAS LATERALES ES EL

PROMEDIO DEL TALUD Y LA SUPERFICIE DE FALLA

SATISFACE : Σ FvΣ FH

NO SATISFACE : ΣM

2 N ECUACIONES 2 N INCÓGNITAS


24/39

MÉTODO MORGENSTERN - PRICE

ASUME QUE LA INCLINACIÓN DE LAS FUERZAS LATERALES SIGUEUNA FORMA DETERMINADA

SATISFACE TODAS LAS CONDICIONES DE EQUILIBRIO


θ

θ

θ λ

f

x


25/39

MÉTODO DE JANBU (GPS)

ASUME LA POSICIÓN DE LA FUERZA HORIZONTAL



Asumido

Asumido

É


26/39

MÉTODO DE SPENCER

ASUME QUE LA INCLINACIÓN DE LA FUERZA LATERALRESULTANTE (q) ES LA MISMA PARA CADA DOVELA



θ

θ


27/39

MÉTODO DE LA CUÑA DESLIZANTE

φmA = Ángulo de fricción

movilizado en suelo A

φmB = Ángulo de fricciónmovilizado en suelo B

⎪

⎪⎪⎪⎪

⎭

⎪⎪⎪⎪⎪

⎬

⎫

+≈

+≈

−≈

245

3

245

2

245

1

Bm

Am

Am

φ θ

φ θ

φ θ

SATISFACE EQUILIBRIO DE FUERZAS

ASUME INCLINACIÓN FUERZA HORIZONTAL

θ3

Suelo B

Suelo A θ

2θ

1


28/39

MÉTODO DE ESPIRAL LOGARÍTMICA

ASUME QUE LA SUPERFICIE DE FALLA ES UNA ESPIRAL LOGARÍTMICA


3 ECUACIONES 3 INCÓGNITAS

r = r 0 eθ tg φ

r 0θ

φ

m


29/39

PROCEDIMIENTO

MÉTODO ORDINARIO DE

DOVELAS

MÉTODO DE BISHOP

MODIFICADO

MÉTODO DE JANBU

PROCEDIMIENTO GENERA-

LIZADO DE DOVELAS

MÉTODOS DE SPENCER Y

MORGENSTERN Y PRICE

MÉTODO DE

LOWE Y KARAFIATH

MÉTODO DE ESPIRAL

LOGARITMICA

CONDICIÓN DE EQUILIBRIO SATISFECHA

MOMENTO

TOTAL

MOMENTO

DOVELA IND. VERT. HOR.

ECUACIONES

EINCÓGNITAS

FORMA DELA SUPER-

FICIE DE

FALLA

APLICABLE A

Cálculos

Manuales

CálculosComputadoraCálculos

Manuales

Circular

Circular

Cualquiera

Cualquiera

Cualquiera

Espiral

Logarítmica

Si

Si

Si

Si

No

Si

No

No

Si

Si

No

-

No

Si

Si

Si

Si

Si

No

No

Si

Si

Si

Si

1

N + 1

3 N

3 N

2 N

3

Si

Si

Si

No

Si

Si

Si

Si

Si

Si

Si

Si


30/39

0°

2°

4°

6°

8°

10°

12°

14°

16°

18°

CHILE

B

OLIVIA

BRASIL

COLOMBIAECUADOR

OCÉANOPACIFICO I

81° 79° 77° 75° 73° 71° 69°

II

III

II

I

COEFICIENTE SÍSMICO PROPUESTOPARA PRESAS PEQUEÑAS Y MEDIANAS

(Ruesta, P., Diaz, J. Y Alva, J., 1988)

ZONAPRESAS

DE TIERRAPRESAS

DE ENROCADO

I

II

III

0.15 –0.25

0.10 –0.15

0.05 –0.10

0.10 – 0.20

0.05 – 0.10

0.05

ZONIFICACIÓN DEL COEFICIENTE SÍSMICO EN EL PERÚ(Ruesta et al, 1988)


31/39

1.- Cualquier método que satisface el Equilibrio de Momentos, da el mismo

factor de seguridad en el análisis de φ = 0 con superficies de falla

circular.

2.- El Método Ordinario de Dovelas (Fellenius), da error en el lado

conservador para el caso de φ > 0. Con presiones de poro pequeñas,

para los análisis en función de esfuerzos totales y de esfuerzosefectivos, el error es menor de 10%. Para pendientes casi planas con

presiones de poros altas, el error puede ser mayor del 50%.

3.- Para análisis de φ = 0 ó φ > 0 con presiones de poros bajas o altas, el

Método Simplificado de Bishop es adecuado para el análisis de falla

circular. El método es muy estable numéricamente, sólo hay problemasde convergencia cuando los extremos de la superficie de falla es muy

parada, casi vertical.

CONCLUSIONES SOBRE LOS MÉTODOS DE EQUILIBRIOLÍMITE


32/39

4.- En los métodos que satisfacen solamente el equilibrio de fuerzas, el

Factor de Seguridad es muy sensible a la inclinación asumida de las

fuerzas laterales. El método de Lowe y Karafiath es razonable para

análisis de φ > 0, pero no conservador (10-15%) para φ = 0 .

5.- Si todas las condiciones de equil ibrio son satisfechas, la magnitud delerror en el Factor de Seguridad es muy pequeña, usualmente ± 5% de larespuesta correcta.

6.- Los métodos que satisfacen todas las condiciones de equilibrio

presentan ventajas y desventajas.

a) GPS o JANBU : El mejor para el cálculo manual. Pueden existirinestabilidades numéricas en el computador.

b) SPENCER : El más estable numéricamente, bueno para el

computador, malo para el análisis manual.


33/39

c) MORGENTERN- : El más flexible. Las fuerzas laterales asumidas

PRICE se pueden cambiar, cambiando f(x). Teóricamente

es atractivo porque f(x) se puede cambiar hasta

encontrar una distr ibución interna de esfuerzosrazonabe. En la práctica consume mucho tiempo

y es innecesario para el cálculo del Factor de

Seguridad, ya que este valor varía muy poco con

f(x).


34/39

- Excavación

- Drenaje

- Contrafuerte de Tierra o Roca (Bermas de Relleno)

- Estructuras de Retención- Técnicas Especiales

MÉTODOS DE ESTABILIZACIÓN DE TALUDESY DESLIZAMIENTOS


35/39

MÉTODO APLICABLE COMENTARIOS

1. Reducir la altura del talud con

excavacines en la parte superior.

2. Tendido el ángulo del talud.

3. Excavar banqueta en la parte

superior del talud.

4. Excavar completamente la masa de

deslizamiento.

El área debe ser accesible al equipo

de construcción. Se requiere de un

lugar apropiado para colocar el suelo

excavado. Algunas veces se incorpora

drenaje a este método.

ESQUEMA

I EXCAVACIÓN

MÉTODOS DE ESTABILIZACIÓN DE TALUDES Y DESLIZAMIENTOS

( Turnbull y Hvorslev, 1968)


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MÉTODOS DE ESTABILIZACIÓN DE TALUDES Y DESLIZAMIENTOS( Turnbull y Hvorslev, 1968)

1.Drenes horizontales de pequeño

diámetro.

2.Zanjas de subdrenaje profundas y

contínuas. Generalmente a una

profundidad de 5 a 15 pies.

3. Pozos verticales perforados,

generalmente de 18.36 pulgadas

de diámetro.

4.Mejora en el drenaje superficial a lo

largo de la parte superior con cunetas

abiertas o canales pavimentados.

Sembrar plantas en el talud con raíces

profundas y resistentes a la erosión.

3. Puede ser bombeado o conectado con

una salida de gravedad. Varios pozos en

fila unidas al fondo pueden formar una

galería de drenaje.

4. Buena práctica para la mayoría de los

taludes. Dirigir la descarga fuera de la

masa deslizante.

II DRENAJE

MÉTODO APLICABLE COMENTARIOSESQUEMA

1. Más efectivo si llega al acuífero

natural. Los drenes son usualmente de flujo

libre.

2. El fondo de las zanjas deben tener

pendiente para drenar y ser conectado con tubería de

salida. Debe colocarse tubería perforada en el fondode las zanjas. La parte superior deberá

Impermeabilizarse.


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MÉTODOS DE ESTABILIZACIÓN DE TALUDES Y DESLIZAMIENTOS Turnbull y Hvorslev, 1968)

III CONTRAFUERTE DETIERRA O ROCA(O BERMAS DE RELLENO)

1. Excavación de la masa deslizada y

reemplazo con relleno compactado o

contrafuerte de roca triturada. El pie del

contrafuerte debe reposar en suelo firme o roca

por debajo del plano de deslizamiento. Se

utiliza manto de drenaje con salida de flujo por

gravedad detrás del talud del contrafuerte.

2. Utilización de bermas de relleno

compactado o roca en el pie y más allá del pie.

Debe proporcionarse drenaje detrás de la

berma.

1. Se requiere acceso para el equipo de

construcción y área de almacenaje. El suelo

excavado puede utilizarse como relleno. Se

puede requerir calzaduras de estructuras

existentes. Si la estabilidades crítica durante

la construcción, se puederealizaren secciones

cortas.

2. Se requiere suficiente ancho y espesor

de las bermas de modo que la falla no ocurra

por debajo o a través de las bermas.


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1. Muro de contencióndel tipo entramadoo

cantiliver.

2. Pilotes verticales vaciados en sitio, con

la base cimentada por debajo del plano de falla.

Generalmentede diámetrode 18-36 pulgadasy

espaciamiento de 4-8 pies.

3. Pilotes verticales vaciados en sitio

anclados o batería de pilotes o bloques de

cimentación. La base de los pilotes por debajo

del plano de falla. Generalmente de diámetro

de 12-30 pulgadas y espaciamiento de 4-8 pies.

4. Pernos de anclaje en roca y suelo.

1. Usualmente costoso. Los muros

cantiliver pueden ser anclados.

2. El espaciamiento deberá ser tal que el

suelo arquee entre pilotes. Puede utilizarse

una viga superficial para amarrar los pilotes.

Pilotes de gran diámetro 6 pies) han sido

utilizados en deslizamientos profundos.

3. El espaciamiento lo suficientemente

cerca para que el suelo arquee entre pilares.

Los pilotes pueden ser amarrados con viga

superficial.

4. Pueden ser usados en taludes altos y

en áreas muy limitadas. Debe ser usado un

diseño conservador, especialmente en

soportes permanentes.


MÉTODOS DE ESTABILIZACIÓN DE TALUDES Y DESLIZAMIENTOS( Turnbull y Hvorslev, 1968)

IV ESTRUCTURAS DERETENCIÓN


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1. Grouting

2. Inyección Química

3. Electromosis en suelos finos)

4. Congelamiento

5. Calentamiento

1 y 2. Usados satisfactoriamente en varios

casos. En otros casos no fue satisfactorio.La

teoría no está completamente desarrollada.

3. Generalmente costoso.

4 y 5. Métodos especiales que deben ser

específicamente evaluados en cada caso.

Puede ser costoso.

MÉTODOS DE ESTABILIZACIÓN DE TALUDES Y DESLIZAMIENTOS

( Turnbull y Hvorslev, 1968)


V TÉCNICAS ESPECIALES

anlisisdeestabilidaddetaludes-130327201851-phpapp02.pdf

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