Conglomerado de Lima

GEOTECNICA DE LOS SUELOS PERUANOS

Esta st abili bi lidad dad y Resist si ste encia nc ia del del congl co nglomera omerado do de Lima Li ma metropol metrop olit ita ana por Arn aldo Carri llo Gil, I. C. M., M., M. M. en 1.*

INTRODUCCION La investigación del comportamiento y estabilidad de los taludes conformados por el conglomerado de nuestra ciudad arroja una serie de respuestas teóricas que es muy interesante evaluar y comprobar, dado que a menudo observamos que en la ciudad se practican excavaciones profundas o se construyen edificios cercanos a taludes sin mayores precauciones, más aún cuando éstos no se protegen con adecuadas calzaduras, entibados a estructuras de retención. permaneciendo como excavación a cielo abierto por muchos años y soportando efectos de sobrecargas importantes debido a la presencia de los edificios adyacentes u otras solicitaciones que muchas veces pueden originar deslizamientos, derrumbes o grietas de tensión que podrían ser activadas por la ocurrencia de un sismo severo. El análisis de estabilidad efectuado bajo la condición de utilizar teorías o métodos apropiados y su comparación con casos reales ocurridos y detectados en la ciudad nos lleva a la conclusión que no es recomendable confiar demasiado en la resistencia o soporte de estos suelos, debiéndose tomar las previsiones necesarias en el diseño de las obras de ingeniería más aún cuando se proyecten estructuras que transmitan cargas importantes en las cercanías de los acantilados de la Costa Verde que pueden

sufrir deterioro o colapso en caso de ocurrir un derrumbe si estas se encuentran ubicadas en la parte baja o pie del talud de los barrancos formados por el conglomerado estudiado. La falta de estudios y ensayos adecuados hacen que este primer intento de calculo de estabilidad y su divulgación permiten al ingeniero peruano considerar ciertos limites y precauciones para diseñar y construir edificaciones estables y seguras sobre el conglomerado en las áreas criticas de la ciudad, a fin de que puedan soportar no sólo solicitaciones estáticas sino también dinámicas o de otro tipo. * Ingeniero Consultor, Profesor Principal de la Universidad Nacional de Ingeniería

ORIGEN GEOLOGICO Fisiográficamente el conglomerado de Lima pertenece al gran cono de deyección del río Rimac, formado por material acarreado por dicho río en un tiempo geológico muy largo durante el Cuaternario. Desde el punto de vista petrográfico es un suelo sedimentario, de aspecto uniforme que puede clasificarse come conglomerado de cantos rodados, gravas y arenas íntimamente mezcladas; los agregados que forman este conglomerado son en su totalidad ígneos. El suelo estudiado hasta el periodo geológico correspondiente el Cretácico

GEOTECNIA DE LOS SUELOS PERUANOS

Superior estuvo debajo del mar, en el Cretácico Superior emergió sobre el nivel del mar, con una erosión profunda y un relleno del material actual por el río Rimac en el Cuaternario formando la faja costera sometida a erosión activa por parte de los ríos con acumulación de los materiales que acarrean formando el actual cono de deyección. Ese cono que tenia una extensión frontal mayor ha sufrido erosión marina que ha formado las actuales acantilados del sector litoral de la ciudad, como un corte abrupto del contacto martierra que forma la planicie fluvio-aluvial donde se apoyan la mayor cantidad de estructuras ingenieriles construidas en la ciudad de Lima.

PROBAB LE MECANISMO DE FALLA Asumiendo que el conglomerado de Lima debe comportarse como un continuo elástico es posible adoptar técnicas de análisis que van desde la aplicación de la fotoelasticidad el método de los elementos finitos. Sin embargo, a pesar de haberse encontrado resultados muy interesantes con estos sistemas en términos de Ingeniería practica, estos métodos tienen una aplicación muy limitada, dado que nuestros conocimientos acerca de las propiedades mecánicas de estos materiales no son totalmente completos, debido a que las condiciones naturales y de formación geológica del conglomerado


impiden predecir su verdadero comportamiento, adoptándose parámetros que muchas veces pueden tener poco en común con la realidad, por lo que la aplicación de métodos sofisticados para estos materiales, en muchos casos, originan mas daño que beneficio por que desvían la atención del ingeniero de los inevitables pero importantes vacíos que hay en su actual conocimiento. Es por ello que la metodología adoptada para establecer un probable mecanismo de falla acorde con la práctica ingenieril esta basada en condiciones discontinuas Idealizadas del material combinadas con sus propiedades elásticas, bajo la premisa de que la función del ingeniera no es siempre calcular correctamente, sino juzgar profundamente los problemas que en suelos generalmente se presentan en nuestro medio. El mecanismo utilizado considera un modelo de un solo bloque deslizándose hacia abajo en un piano inclinado, que se desprende por la presencia de una discontinuidad geológica o por la generación de grietas de tensión, estimando el material en condiciones de estado seco o húmedo, o con propiedades óptimas o no de resistencia el esfuerzo cortante. Se ha tomado en cuenta también los efectos de los movimientos sísmicos como cargas adicionales sobre la cuña que se analiza, así como la presencia de sobrecargas de edificaciones típicas adyacentes a los taludes conformados por el conglomerado, principalmente en el caso del estudio de la estabilidad de excavaciones para calzaduras, construcción de sótanos u otras estructuras similares. En muchos de los casos estudiados se he encontrado que generalmente aparecen dos grietas de tensión, la primera más cercana al borde del talud que normalmente aparece entre los 2.00 m. a 4.00 m. y origina el primer derrumbe o deslizamiento de material, detectándose en la mayoría de los casos una segundas grieta de tensión ubicada entre los 10.00

m. y 20.00 m. a partir de la coronación del talud, generando una cuña que se introduce par debajo de la primera y origina un levantamiento en la parte inferior del pie del talud. En otros casos se he adoptado un modelo formado por dos discontinuidades que se producen oblicuamente a través de la cara del talud formando una cuña que se desliza hacia abajo siguiendo su línea de intercepción, estimándose que la inclinación de esta línea es significativamente mayor que el ángulo de fricción del material. Las ecuaciones que definen la estabilidad de estas cuñas en un plano inclinado se toman para su estado de equilibrio límite, esto es, condición bajo la cual las cargas o fuerzas que tienden a inducir el deslizamiento se encuentran exactamente balanceadas por las correspondientes que las resisten, por lo que el factor de seguridad se define como cierta relación arbitraria entre los elementos mecánicos actuantes y resistentes. Las hipótesis de cálculo adoptadas en los cálculos son las siguientes: a) La superficie de falla y las grietas de tensión son paralelas a la superficie del talud. b) La grieta de tensión es vertical y puede estar llena o no de agua. c) Se asume que se produce un deslizamiento de tipo planar y que no hay momentos que tiendan a causar rotación del bloque que se moviliza. d)

La resistencia al cortante de la superficie de deslizamiento está definida por la Ley de Coulomb.

e) Se considera un espesor unitario para la cuña de deslizamiento, asumiendo que hay libertad de movimiento y por lo tanto no hay resistencia el deslizamiento entre las fronteras laterales de la superficie de falla y la correspondiente cuña o bloque.


f) Se estima que la grieta de tensión tiene una profundidad máxima comprendida entre 2.50 m. a 5.00 m. y que se ubica a una distancia promedio de 3.00 m. considerándose para los casos generales una relación de altura a profundidad de la grieta de tensión de 0.25.

CAUSAS DE INESTABILIDAD La estabilidad de los taludes en el conglomerado de Lima como queda establecido, ha sido estudiado bajo la consideración de estimar una probable falla planar por deslizamiento originada por varias causas, entre las que se pueden mencionar las siguientes: • El estado de compacidad y la humedad del suelo. • El efecto del retroceso del litoral debido a erosión marina facilitada por una escasa cementación de los materiales. • El flujo de agua a través del medio poroso, debido a filtraciones de las partes altas, rotura de los sistemas de agua y desagüe u otras fuentes que originan flujo incontrolado de agua. • La presencia de materiales finos o sueltos en forma de lentes intercalados en el conglomerado. • La presencia de conos de escombros y rellenos en la coronación de taludes o formando parte de ellos. • Los efectos de vibración del suelo debido al transito de vehículos, cargas repetidas o sismos severos. • Las labores de excavación de sótanos profundos con efectos de sobrecarga de las edificaciones vecinas, etc.

CARACTERISTICAS GEOTECNICAS DEL CONGLOMERADO La potencia del conglomerado en la parte central del cono de deyección sobrepasa los 400 metros de profundidad, dado que perforaciones ejecutadas con fines de

captación de agua practicados en diferentes lugares de la ciudad han llegado hasta más allá de los 200 m. de profundidad y no han ubicado el basamento rocoso. Este conglomerado sedimentario esta conformado por cantos rodados y piedras grandes empacadas en arenas y en algunos casos con presencia de bolsonadas de arenas limosas, materiales finos, costras calcáreas, graves y gravillas en estado generalmente compactado y seco. En consecuencia es posible establecer los siguientes parámetros físicos y mecánicos para el conglomerado de Lima: Peso unitario seco de 1.80 a 2.20 Tn/m 3. Densidad Relativa comprendida entre 70% a 95%. Diámetro efectivo (D10) de 0.15 a 0.45. Coeficiente de uniformidad (CU) de 10 a 130. Cohesión promedio (c) comprendida entre 0.40 kg/cm2 a 0.80 kg/cm2, y Angulo de fricción (φ) interna variable entre 36° a 42°. La altura natural de los taludes en conglomerado puede estimarse como máxima en el Morro Solar donde alcanza más de 70.00 m., frente a San Isidro y en Magdalena 60.00 m., y 40.00 m. en Chorrillos, estimándose también de manera general que los taludes tienen pendientes que van desde los 90° hasta 50° de inclinación en la mayoría de los casos.

ANA LISIS DE L A ESTA BIL IDAD DEL CONGLOMERADO En el análisis se han considerado dos casos: taludes de conglomerado en las condiciones más favorables de resistencia, esto es con: φ = 42° c = 0.8 kg/cm 2 γ = 2.20 Tn/m3 y en taludes en las condiciones más desfavorables de resistencia al cortante: φ = 36°

c = 0.4 kg/cm2

γ=

1.80 Tn/m3


Relación entre altura e inclinación del talud para conglomerado con grieta de tensión y efectos de humedad para las condiciones más favorables de resistencia.

Para el caso de talud en conglomerado sin presencia de grieta de tensión en estado seco y en las condiciones más favorables se establece que la altura máxima teórica que puede alcanzarse para taludes verticales será de 35.00 m, estimándose que conforme el ángulo de inclinación del talud disminuye el coeficiente de seguridad aumenta. Para talud en conglomerado con grieta de tensión en seco para las mejores condiciones de resistencia se no es obtiene una altura máxima de 30.00 m, por lo cual ya no es posible teóricamente considerar taludes verticales pues serian totalmente inestables. Por otro lado el límite máximo de inclinación para una altura de talud de 35.00 m se estima en

85° a partir de lo cual cuando hay grieta de tensión los taludes se hacen inestables. Finalmente se establece que para alturas mayores de 30.00 m a 40.00 m la profundidad de la grieta de tensión ya no influye significativamente en el valor del factor de seguridad. Para taludes en conglomerado en estado seco pero en condiciones de resistencia menos favorables se establece que los ángulos de inclinación natural del talud deben ser más tendidos para obtener el mismo factor de seguridad que en las condiciones de máxima resistencia. Por otra lado, los taludes verticales se hacen inestables a alturas en por lo


Relación entre altura e inclinación del talud para conglomerado con grieta de tensión y efectos de sequedad para las condiciones más favorables, de resistencia del suelo.

menos 10.00 m menores con respecto a los casos de resistencia más favorables. Considerando como factor de seguridad promedio un valor de 1.5 para un mismo ángulo de inclinación de talud, las alturas que se pueden alcanzar en el caso de condiciones más desfavorables son aproximadamente la mitad de lea que pueden alcanzarse en condiciones más favorables. Una de las formas más prácticas de presentar los resultados de este análisis se indica en los diagramas 1 y 2 que

muestran la relación entre la altura del talud con los ángulos de inclinación correspondientes a los casos más comunes encontrados durante esta investigación, esto es de 50° a 90° correlacionados con el respectivo factor de seguridad, estableciéndose límites para las condiciones estables a inestables de los taludes en el conglomerado que forma gran parte del suelo en que se apoyan las estructuras en la ciudad. En el caso de taludes en conglomerado que reciben filtraciones de agua o


saturaciones incontroladas que llenen la grieta de tensión o se filtren a través de su, masa se establece que los taludes verticales húmedos son inestables a partir de 15.00 m de altura para las condiciones menos favorables y 25.00 m de altura para las condiciones más favorables de resistencia el cortante, mientras que para un factor de seguridad promedio de 1.5 para un mismo ángulo de inclinación del talud las alturas que se pueden alcanzar son un tercio menores que las correspondientes al estado seco en condiciones más favorables de resistencia, considerándose además que para las condiciones menos favorables resultan también alturas un medio a un cuarto menores. Para el caso de excavaciones de calzaduras comunes que se practican en nuestro medio, y considerando que en la coronación del talud existieran sobrecargas debidas a edificaciones vecinas que imponen una carga uniformemente repartida variable desde 40Tn/m2 hasta 10Tn/m2, se han calculado las condiciones de estabilidad de taludes en el conglomerado, encontrándose que para edificios convencionales que imponen la mayor carga típica se establece que pare las condiciones más favorables de resistencia y conglomerado en estado seco, el factor de seguridad para talud vertical en calzaduras es siempre mayor de 1.18 con efecto de grieta de tensión o sin ella. En el caso de calzaduras de mayor profundidad que los 15.00 m, el efecto de la sobrecarga ya no es significativo debido a la disminución de las presiones verticales al transmitirse en profundidad al medio elástico. Considerándose el caso más desfavorable, en seco y sin grieta de tensión se puede alcanzar teóricamente solo una altura máxima de 5.00 m para condiciones de equilibrio critico de estabilidad; esto es con un factor de seguridad cercano a 1.00.

Para las mismas condiciones anteriores y con presencia de grieta de tensión antes de practicar la excavación, se puede considerar que para cualquier calzadura el talud siempre será inestable. En el caso de sobrecargas debidas a edificaciones menos pesadas adyacentes a excavaciones de calzaduras, el análisis de estabilidad de los taludes en el conglomerado de Lima establece que para condiciones más favorables, en estado seco el factor de seguridad es mayor de 1.00, estimándose además que siempre será mayor de 1.40 con o sin grieta de tensión. En condiciones menos favorables en estado seco y sin grieta de tensión, en todos los casos el factor de seguridad es mayor que 1.00; por lo tanto los taludes son estables. En caso de aparecer la grieta de tensión, la altura máxima para talud estable se estima en 14.00 metros. En condiciones de humedad o saturación para el caso más favorable los taludes siempre serán estables con sobrecargas livianas, sin embargo para alcanzar un factor de seguridad 1.50 promedio, sólo se podrá llegar a una altura de 10.50 metros. Para estimar los efectos de las solicitaciones transitorias por vibración sobre la estabilidad de los taludes en el conglomerado, originados por efecto de un sismo severo. se han considerado aceleraciones típicas correspondientes a los cuatro últimos sismos ocurridos en Lima en 1940, 1966, 1970 y 1974 tomando 0.25 g como aceleración máxima de recurrencia promedio, 0.15 g como aceleración promedio para sismos frecuentes y 0.10 g. como aceleración mínima a esperarse en los suelos estudiados. El análisis correspondiente establece que para sobrecargas de 40Tn/m 2 en las condiciones más favorables, en seco y sin grieta de tensión el factor de seguridad siempre es mayor que 1.00 considerando que para un sismo de aceleración máxima (0.25 g.) el factor de seguridad se acerca


a la unidad llegando a un mínimo de 1.01 para una altura de 15.00 metros y de 1.10 para una altura de 7.00 metros. En condiciones menos favorables de resistencia del suelo en caso de un sismo severo. el factor de seguridad es menor que 1.00 y los taludes resultaran inestables. Para 10 Tn/m2 de sobrecarga en la coronación del talud, en estado seco y sin grieta de tensión en el caso más favorable para un terremoto de mayor aceleración (0.25 g), siempre el factor de seguridad es

mayor que 1.00, estimándose que para las mismas condiciones anteriores, pero en el caso de menor resistencia del suelo el factor de seguridad promedio no se alcanza y los taludes solamente son estables hasta los 9.00 metros para el terremoto más severo, y hasta 13.00 m de altura para un sismo promedio, considerándose que en todos los casos el factor de seguridad disminuye con la altura del talud de la excavación en caso de un sismo.

Conglomerado de Lima

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