curso estabilidad de taludes 6

7/21/2019 Curso Estabilidad de Taludes 6

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" ( , ,

)


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MODELOS DE ANALISIS DE

ESTABILIDAD DE TALUDES EN SUELOS


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ANALISIS DE LA INESTABILIDAD

INRODCCIONE COMN EN INGENIERIA DEFINIR LA EABILIDAD DE N ALD ENERMINO DE N FACOR DE EGRIDAD (F), OBENIDO DE NANALII MAEMAICO DE EABILIDAD.

NO ODO LO FACORE QE AFECAN LA EABILIDAD DE NALD E PEDEN CANIFICAR PARA INCLIRLO EN N MODELOMAEMAICO, PERO ON HERRAMIENA M ILE EN LA OMA DEDECIIONE.

E PEDEN EDIAR PERFICIE PLANA, CIRCLARE,LOGARIMICA, PARABOLICA COMBINACIONE DE ELLA, PERO EAME QE EL ELO E N MAERIAL IOROPICO HANDEARROLLADO MEODO DE ANALII DE PERFICIECIRCLARE O APROIMADAMENE CIRCLARE.

IN EMBARGO LA MAORIA DE LO ELO EN LA REALIDAD NO ONIOROPICO REQIERE N NEO ENFOQE DEL EDIO DEFALLA NO IMERICA.LIMAMENE E HAN DEARROLLADO ALGNO MODELO DE

PERFICIE DE FALLA NO GEOMERICA PERO HA QE INEIGARMA.


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CLASIFICACION DE LOS METODOS DE ESTABILIDAD DE TALUDES

( )

, ,,

, .,


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MTODOS DE ANLISIS DE ESTABILIDAD DE TALUDESPARA DIFERENTES TIPOS DE DESLIZAMIENTO

( IP, 1990 BIAR, O.. . 1995. C G A .P. ABGE/IP. P. 95).

I: W D CeR

CONDICIONADOPOR

ESTRUTURASREQUERIDAS

VUELCO/DESPRENDIMIENTOS

BLOQUES

TENSIONDEFORMACIONEQUILBRIO LIMITE

DINAMICA DELPROCESO

GEOMETRIA DERUPTURA

MTODOS DE ANLISE DE ESTABILIDADE

NOCONDICIONADO

PORESTRUTURAS

REQUERIDAD

FALLASCIRCULARES

FALLANOCIRCULARES

1 PLANO2 PLANOS

VRIOS PLANOS

NOMBRE TIPO

ESPIRAL LOGARTMICA

TAYLOR

FELLENIUS BISHOP SPENCER TRIDIMENSIONAL

EQUILBRIOLIMITE

JAMBU MORGESTERN Y PRICE ELEMENTOS FINITOS,

DIFERENCIAS FINITASE MULTIBLOQUES

TENSIONDEFORMACION

PLANAR BIPLANAR, EN CUA MULTIPLANAR

EQUILBRIOLIMITE

F: P/C /IGCE


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DIFERENTES

FORMASGEOMETRICAS

DE LOSTALUDESREALES


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ANALISIS DE ESTABILIDAD DE TALUDES

CONSIDERACIONES PARA EL ANALISIS

ANALISIS CON ESFUERZOSTOTALES O EFECTIVOS

CONDICIONES DRENADAS YNO DRENADAS

RESISTENCIA ALCORTANTE

PESOS UNITARIOS YPRESIONES DE PORO

EFECTOS DE DUCTOS DE

AGUA EN CORONA DE LOSTALUDES

GRIETAS DE TENSION


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LAS FALLAS DE LOS TALUDES PUEDEN OCURRIR ENCONDICIONES DRENADAS Y NO DRENADAS. CONDICIONES DRENADAS: EN SUELOS DE BAJA

PERMEABILIDAD QUE NO TIENEN TIEMPO SUFICIENTE PARDRENAR DURANTE EL TIEMPO QUE OCURRE EL MOVIMIENTO.

CONDICIONES DREANDAS: EN SUELOS DE PERMEABILIDADSUFICIENTE PARA DISIPAR PRESIONES DE POR EN EXCESO.

SUELOS CON PERMEABILIDAD > 104 SON DRENADOS. SUELOS CON PERMEABILIDAD < 107 SON NO DRENADOS

DUNCAN (1996) RECOMIENDA QUE PARA LOS TALUDES ENLOS QUE LA CAUSA DE LA FALLA ES EL AUMENTO DE LAPRESION DE POROS DEBIDA A LAS L LUVIAS, EL PROBLEMADEBE ANALIZARSE COMO CONDICION DRENADA

CONDICIONES DRENADAS Y NO DRENADAS


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LOS PROBLEMAS DE ESTABILIDAD PUEDEN ANALIZARSE

SUPONIENDO SISTEMAS DE ESFUERZOS TOTALES O EFECTIVOS. LAS CONDICIONES DEL SUELO ES GOBERNADA POR LAS

PRESIONES EFECTIVAS SEA EN CONDICION DRENADA O NODRENADA.

EN LAPRACTICA ES IMPOSIBLE DETERMINAR CON PRECISINLOS EXCESOS DE PRESIN DE PORO QUE SE VAN A GENERARPOR LOS CAMBIOS EN LAS CARGAS (EXCAVACIONES,COLOCACION DE RELLENOS O CAMBIOS ENE L NIVEL DE AGUA)

DEBIDO A ESTA RAZON NO ES POSIBLE DESARROLLAR

ANLISIS PRECISOS DE ESTABILIDAD EN ESTAS CONDICIONES,SIN EMBARGO SE PUEDE TRABAJAR TODO EL ANALISISUTILIZANDO PRESIONES EFECTIVAS, SI REQUERIR ESPECIFICARLOS VALORES DE LOS EXCESOS DE PORO EN LAS CONDICIONESNO DRENADAS.

ANALISIS CON ESFUERZOS TOTALES O EFECTIVOS


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CONSIDERACIONES PARA EL ANALISISRESISTENCIA AL CORTANTE

LA RESISTENCIA AL CORTANTE PARA UTILIZAR EN LOS

ANALISIS DEBE SER MEDIDA: EN EL LABORATORIO O ENENSAYOS DE CAMPO Y EN EL LABORATORIO UTILIZANDOENSAYOS CONSOLIDADOS NO DRENADOS.

PARA LOS SUELOS PARCIALMENTE SATURADOS TALES COMOLA ARCILLAS COMPACTADAS O SUELOS ARCILLOSOS POR

ENCIMA DEL NIVEL FRETICO, LAS RESISTENCIAS DEBENOBTENERSE UTILIZANDO ENSAYOS NO CONSOLIDADOS NODRENADOS EN MUESTRAS CON ELMISMO GRADO DESATURACIN QUE EL SUELO EN EL CAMPO.

PARA LOS SUELOS QUE SON COMPLETAMENTE SATURADOS, ELANGULO DE FRICCION PARA CONDICIONES NO DRENADAS ESIGUAL A CERO.

LA RESISTENCIA NO DRENADA PARA SUELOS SATURADOSPUEDE SER DETERMINADA EN ENSAYOS NO CONSOLIDADOS

NO DRENADOS.


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CONSIDERACIONES PARA EL ANALISISPESOS UNITARIOS Y PRESIONES DE PORO

LOS PESOS UNITARIOS POR ENCIMA DEL NIVEL FREATICO Y

SATURADOS POR DEBAJO DEL NIVEL FREATICO. LAS CONDICIONES DE PRESION DE POROS SON

GENERALMENTE, OBTENIDAS DE LAS CARACTERISTICAS DELAS AGUAS SUBTERRANEA Y PUEDEN ESPECIFICARSE PARALOS ANLISIS UTILIZANDO LOS SIGUIENTES METODOS:

1. SUPERFICIE FREATICA. NIVEL LIBRE DE AGUA SUBTERRANEA2. DATOS PIEZOMETRICOS3. RELACION DE PRESION DE POROS ( = / )4. SUPERFICIE PIEZOMETRICA. P.P. DISTANCIA VERTICAL ENTRE

LA SUPERFICIE PIEZOMETRICA Y EL PUNTO5. PRESION DE POROS CONSTANTE. SOLO SI SE DESA

ESPECIFICAR UNA PRESION DE POROS CONSTANTE EN UNADETERMINADA CAPA DE SUELO.


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CONSIDERACIONES PARA EL ANALISISEFECTOS DE DUCTOS DE AGUA EN CORONA DE TALUDES

SIEMPRE QUE SEA POSIBLE HAY QUE UBICAR LOS DUCTOS DEAGUA LEJOS DE LA CORONA DE LOS TALUDES DONDE SEREQUIERA SU ESTABILIDAD.

LA DISTANCIA ENTRE LA CORONA DE LOS TALUDES Y LALOCALIZACION DE TODO TIPO DE TUBERIAS Y SERVICIOSDEBE SER IGUAL A LA ALTURA TOTAL DEL TALUD. AUNQUEESTE ES EL ESTANDAR MINIMO RECOMENDADO (ABRAMSON,1996), EN OCASIONES SE REQUIERE AISLAMIENTOS MAYORES.

EN ELCASO EN EL CUAL NO ES POSIBLE MANTENER ESTOS

AISLAMIENTOS, EL TALUD DEBE DISEARSE PARA TENER ENCUENTA SU SATURACION DEBIDA A LA MUY POSIBLEINFILTRACION DE AGUA, TENIENDO EN CUENTA QUE EN LAMAYORIA DE LOS CASOS SE PRODUCEN FUGAS DE LOSDUCTOS.


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CONSIDERACIONES PARA EL ANALISISGRIETAS DE TENSION

LA PRESENCIA DE GRIETAS DE TENSION AUMENTA LATENDENCIA DE UN SUELO A FALLAR, LA LONGITUD DE LASUPERFICIE DE FALLA A LO LARGO DE LA CUAL SE GENERARESISTENCIA ES REDUCIDA Y ADICIONALMENTE LA GRIETAPUEDE LLENARSE CON AGUA, EN ELCASO DE LLUVIAS.

LA PRESENCIA DE GRIETAS DIFICULTA EN FORMA

CONSIDERABLE LA CONFIABILIDAD DE LOA ANALISIS CUANDONO SE TIENE EN CUANTA ESE FACTOR. LAS GRIETAS DE TENSION SON MUY IMPORTANTES Y

PROFUNDAS EN CORTES DE TALUDES, DONDE EXISTE UNALIVIO DE PRESIONES DE CONFINAMIENTO AL EJECUTARSE LAEXCAVACION.

LA PROFUNDIDAD DE LAS GRIETAS DE TENSION PUEDENCALCULARSE UTILIZANDO LA SIGUIENTE EXPRESION:Zc = 2c/ Ta (45 + )

Zc=P. Gea c= ce = Pe a = A Fcc


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LOS ANALISIS DE MOVIMIENTOS DE MASAS SE HAN REALIZADO

UTILIZANDO LAS TECNICAS DEL EQUILIBRIO LIMITE. ESTE ANALISIS REQUIERE INFORMACION SOBRE LA RESISTENCIA DEL

SUELO, PERO NO SE REQUIERE SOBRE LA RELACION ESFUERZODEFORMACION.

EL SISTEMA DE EQUILIBRIO LIMITE SUPONE QUE EN EL CASO DE UNAFALLA, LAS FUERZAS ACTUANTES Y RESISTENTES SON IGUALES ALOS LARGO DE LA SUPERFICIE DE FALLA EQUIVALENTES A UNFACTOR DE SEGURIDAD DE 1.0.

EL ANALISIS SE PUEDE REALIZAR ESTUDIANDO DIRECTAMENTE LA

TOTALIDAD DE LA LONGITUD DE LA SUPERFICIE DE FALLA ODIVIDIENDO LA MASA DESLIZADA EN TAJADAS O DOVELAS.

CADA DIA SE HAN MEJORADO LOS SISTEMAS DE DOVELASDESARROLLADOS A INICIOS DEL SIGLO XX Y EXISTE SOFWARE MUYFACIL DE UTILIZAR. GENERALMENTE LOS METODOS SON DE

INTERACCION Y CADA UNO POSEE UN CIERTO GRADO DE PRECISION.

EQUILIBRIO LIMITE


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EQUILBRIO LIMITE

Tade eabe FS > 1

R

Paa c = 0 ee

Fea Reee = P c

Fea Mcee = P e

FS = 1 (Eb Le) cad =

( GIDICINI, G. & NIEBLE, C.M. 1983. E . 2 E. E B. 196 .)

I: W D CeR

FATOR DE SEGURIDAD FS =Fea Reee (R)

Fea Mce (M)

F: P/C /IGCE

FS =P c

P e

=


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EL FACTOR DE SEGURIDAD ES EMPLEADO POR LOS INGENIEROS PARACONOCER CUAL ES EL FACTOR DE AMENAZA DE QUE EL TALUD FALLEEN LAS PEORES CONDICIONES DE COMPORTAMIENTO PARA EL CUAL

SE DISEA. FELLENIUS (1927) PRESENTO EL FACTOR DE SEGURIDAD COMO LA

RELACION ENTRE LA RESISTENCIA AL CORTE REAL, CALCULADA DELMATERIAL EN EL TALUD Y LOS ESFUERZOS DE CORTE CRITICOS QUETRATAN DE PRODUCIR LA FALLA, A LO LARGO DE UNA SUPERFICIE

SUPUESTA DE POSIBLE FALLA: FS = RESISTENCIA AL CORTE ESFUERZO AL CORTANTE EN SUPERFICIES CIRCULARES DONDE EXISTE UN CENTRO DE

GIRO Y MOMENTOS RESISTENTES Y ACTUANTES:

FS = MOMENTO RESISTENTE MOMENTO ACTUANTE EXISTEN ADEMAS OTROS SISTEMAS DE PLANTEAR EL FACTOR DE

SEGURIDAD, TALES COMO LA RELACION DE ALTURA REAL DEL TALUD YMETODO PROBABILISTICO.

FACTOR DE SEGURIDAD


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LA MAYORIA DE LOS SISTEMAS DE ANALISIS ASUME UNCRITERIO DE EQUILIBRIO LIMITE DONDE EL CRITERIO DEFALLA DE COULOMB ES SATISFECHO A LO LARGO DE UNADETERMINADA SUPERFICIE.

SE ESTUDIA UN CUERPO LIBRE EN EQUILIBRIO, PARTIENDO DE LAS FUERZAS ACTUANTES Y DE LAS FUERZAS RESISTENTES QUESE REQUIEREN PARA PRODUCIR EL EQUILIBRIO. CALCULADA

ESTA FUERZA RESISTENTE, SE COMPARA CON LA DISPONIBLEDEL SUELO O ROCA Y SE OBTIENE UNA INDICACION DELFACTOR DE SEGURIDAD.

OTRO CRITERIO ES EL DIVIDIR LA MASA A ESTUDIAR EN UNASERIE DE TAJADAS, DOVELAS O BLOQUES Y CONSIDERAR EL

EQUILIBRIO DE CADA TAJADA POR SEPARADO. UNA VEZREALIZADO EL ANALISIS DE CADA TAJADA SE ANALIZAN LASCONDICIONES DE EQUILIBRIO DE LA SUMATORIA DE FUERZAS ODE MOMENTOS. F.S. = RESISTENCIAS AL CORTE

ESFUERZOS AL CORTANTE

FACTOR DE SEGURIDAD


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20/94

METODOS DE ANALISIS DE ESTABILIDAD DE

TALUDES

METODO DEL BLOQUEDESLIZANTE

METODO DE TABLAS ONUMERO DE ESTABILIDAD

METODO DE BISHOP

METODO DEL TALUDINFINITO

METODO ORDINARIO O DEFELLENIUS

METODO DE JANBU

METODOS NUMERICOS Y APLICACIONES DEL

COMPUTADOR


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METODO DE TABLAS O NUMERO DE

ESTABILIDADPARA TALUDES SIMPLES HOMOGENEOS SE HAN

DESARROLLADO TABLAS QUE PERMITEN UNCALCULO DEL FACTOR DE SEGURIDAD.

LA PRIMERA TABLA FUE DESARROLLADA PORTAYLOR EN 1937 Y 1948, LAS CUALES SONAPLICABLE SOLAMENTE PARA ANALISIS DEESFUERZOS TOTALES, DEBIDO A QUE NOCONSIDERA PRESIONES DE PORO.

DESDE ENTONCES VATRIAS TABLAS HAN SIDO

PRESENTADAS POR BISHOP Y MORGENSTEM(1960), HUNTER Y SHUSTER (1968), JANBU (1968),MORGENSTEM (1963), SPENCER (1967), TERZAGHI YPECK (1967) Y OTROS MAS.


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ESTABILIDAD DE TALUDES EN SUELOSUNIFORMES (HOMOGENEOS) CON COHESION Y

FRICCION INTERNA

Hc

Hc = N c/

Hc= ALTURA CRITICA PARA UN VALOR DADON= COEFICIENTE DE ESTABILIDAD (DEPENDE DEL ANGULO

DE FRICCION INTERNA Y DEL ANGULO ENTRE EL TALUD YLA HORIZONTAL

C = COHESION= DENSIDAD APARENTE

N = H

C

FORMULAS PARA HALLAR UNA ALTURA CRITICA DEL TALUD


23/94

3530252015 10

4

7

5

80 60 50 10203040 07090

10

100

50

6

98

5

3

20

30

40

90807060

= 0


24/94

ESTABILIDAD DE TALUDES EN SUELOS UNIFORMES

(HOMOGENEOS) CON COHESION Y FRICCION INTERNA

METODO TAYLOR

H = 15

Hc = N c/

= 2.0 T/3 C= 0.05 /c H= 15 = 20N = H = 0.002 1500 = 60

C 0.05De Abac Ta ee e = 27

N = H

C= ?

EJEMPLO 1 = BUSCAR EL ANGULO EN LIMITE DE EQUILIBRIO

EJEMPLO 1


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3530252015 10

4

7

5

80 60 50 10203040 07090

10

100

50

6

98

5

3

20

30

40

90807060

= 0

27

EJEMPLO 1


26/94

ESTABILIDAD DE TALUDES EN SUELOS UNIFORMES

(HOMOGENEOS) CON COHESION Y FRICCION INTERNA

METODO TAYLOR

H = ?

Hc = N c/

= 2.0 T/3 C = 0.1 /c = 15

De Abac Ta = 15 = 45 ee e N = 12

Hc=

N c/ = (12 1.0)/ 2.0 = 6.0 e

N = H

C= 45

EJEMPLO 2 = BUSCAR LA ALTURA CRITICA DONDE SE DESLIZA TALUD


27/94

3530252015 10

4

7

5

80 60 50 10203040 07090

10

100

50

6

98

5

3

20

30

40

90807060

= 0

12


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METODO DE TABLAS O NUMERO DEESTABILIDAD

PARA SUELOS COHESIVOS DONDE = 0EL FACTOR DE SEGURIDAD SE OBTIENE SEGN LA

EXPRESION:FS = N c

HDONDE:N = NUMERO DE ESTABILIDAD QUE SE OBTIENE

DE LA TABLAC = COHESION= PESO UNITARIO

H = ALTURA

TABLAS DE JANBU (1968)

P=H + H

11


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COORDENADAS DEL CENTROPARA EL CIRCULO CRITICO

ABACOS DE ESTABILIDADPARA SUELOS CON = 0

R. (J, 1968)

C C C

D

H

=

F = N

P

0

H

D = HB F

= P

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

F

0.250

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

5.53 =

CIRCLOALD

Nedeeabdad,

N

CIRCLOBAE

10

Abcadece

90 80 70 60 50 40 30 20 10 0

4

3

2

1

0

1

0.25 0.50 1.0 1.5 2 3 4 6 10

A de ad b (ad)

= 0

= 0.5

90 80 70 60 50 40 30 20 10 0

5

4

3

2

1

= H0 0

= 3.0

2.5

0.25 0.50 1.0 1.5 2 3 4 6 10

A de ad b (ad)

NUMERO DE ESTABILIDAD

A de ad b (ad)

H

= H0 0

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

C C

Odeadadece

0

TABLAS DE JANBU

SUELOS COHESIVOS

GRAFICOS DE ESTABILIDAD DE TALUDES PARA SUELOS CON


30/94

0 1 2 3 4 5

100

5030

2015

1086

42

1

0

N

eccdeEabdad,

Nc

Reac de Tad b = c

1

2

5

10

20

50

100

200

300

P = 0 :F =

P

P

F = N

P

=P

HH

H'

1

H

H + H

P =

H + H ' '

P =

( E P = 0, = 1 )

3.0

2.0

1.0

0

1.00 1 2 3 4 5

Reac de ad b

Cde

adaUaaX

e

Y

0

0

100

20105

20

2 5

10

20

100

Cdeada

X = H

Y = H

0 0

0 0

COORDENADAS DEL CENTRO DEL

CIRCULO CRITICO

0

=C

0

= 0C

Re. (Jab, 1968)

GRAFICOS DE ESTABILIDAD DE TALUDES PARA SUELOS CON>>>>0


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FACTORES DE REDUCCIONPOR CARGA ADICIONADA

LEYENDA

H

D=HB F/ / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / /

= 01.0

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

Reac /H

Fa

c

b

(a)

90

60

30

C

1.0

0.9

0.8

1.0

0.5

0

d =

(b)

C Fac

b

Reac /H

FACTORES DE REDUCCION POR

SUMERGENCIA () E INFILTRACION ()

30

60

90

1.0

0.9

0.8

0 0.5 1.0

= 0

C

Reac H/H H'/H

F

ac

'

1.0

0.9

0.8

0 0.5 1.0

0.5

0

C

d =

(c)

(d)

LEYENDA

B F/ / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / /

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

B F

H H'

H

D=H

H

D=H

H

Fac

'

1.0

Reac H/H H'/H

Re. (Jab, 1968)

FACTORES DE REDUCCION PARA LOS GRAFICOS DE

ESTABILIDAD DE TALUDESSUELOS CON = 0 Y > 0


32/94

FACTOR DE REDUCCION POR GRIETA DE TRACCIONSIN PRESION HIDROSTATICA 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

Reac H / H(a)

= 0

30

60

90

C

(b)

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

1.0

0.9

0.8

0.7

0.6

0.5

Fac

d =

0

0.51.0

C C

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

D=dH

Bae Fe

H

LEYENDA

H

Gea de Tacc

Reac H / H

Fa

c

FACTOR DE REDUCCION POR GRIETA DE TRACCIONCON PRESION HIDROSTATICA EN LA GRIETA

Reac H / 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 =

= 0

C

C

30

60

90

1.00.5

0

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

D=H

B F

H

LEYENDA

H

G

(c)

(d)

Fac

Fac

Reac H / H

Re. (Jab, 1968)

FACTORES DE REDUCCION PARA LOS GRAFICOS

DE ESTABILIDAD DE TALUDES,SUELOS CON = 0 = 0


33/94

C= RESISTENCIA NODRENADA

U= 0

Cb

HO

H

1

CALCULE)H(H

bCNF

O+=

2

34

5

EXTRAPOLE EL PERFIL DE RESISTENCIA HACIA ARRIBA, PARA DETERMINAR HO

CALCULE M = HO/H

DETERMINE EL NUMERO DE ESTABILIDAD N DEL GRAFICO INFERIORDETERMINE Cb= RESISTENCIA EN LA BASE DEL TALUD

PASOS

Ue = b PARA TALUD SUMERGIDO

Ue = PARA NO EXISTENCIA DE AGUA FUERADEL TALUD

Ue PROMEDIO, PARA TALUD PARCIALMENTESUMERGIDO

NMEROD

EEABILIDAD,N

34

32

30

28

26

24

22

18

16

1412

10

8

6

4

2

0

20

90 60 30 0

()

GRAFICOS DEESTABILIDAD DE

TALUDES PARA = 0 YRESISTENCIA

AUMENTANDO CONPROFUNDIDAD

(He Sce, 1968)

METODO DE TAB AS O NUMERO DE


34/94

METODO DE TABLAS O NUMERO DEESTABILIDAD

PARA SUELOS NO COHESIVOS DONDE >0

EL FACTOR DE SEGURIDAD SE OBTIENE SEGN LAEXPRESION:

FS = Nc c

Pd

DONDE:

Nc Y Pd = SON OBTENIDOS EN LA GRAFICA

DE LA TABLAC = COHESION

TABLAS DE JANBU (1968)


35/94

TABLAS DE JANBU SUELOS COHESIVOS( > 0)

TABLAS DE JANBU


36/94

TABLAS DE JANBUCORRECION POR SOBRECARGA

TABLAS DE JANBU CORRECION POR SUMERGENCIA Y FLUJO


37/94

TABLAS DE JANBU CORRECION POR SUMERGENCIA Y FLUJO

TABLAS DE JANBU CORRECION POR GRIETAS DE TENSION


38/94

TABLAS DE JANBU CORRECION POR GRIETAS DE TENSIONSIN TENSION DE POROS

TABLAS DE JANBU CORRECION POR GRIETAS DE TENSION


39/94

S J U CO C O O G S S OCON TENSION DE POROS


40/94

METODO DEL TALUD INFINITO

EN LAS CONDICIONES EN LAS CUALES SEPRESENTA UNA FALLA PARALELA A LA SUPERFICIE

DEL TALUD A UNA PROFUNDIDAD SOMERA Y LALONGITUD DE LA FALLA ES LARGACOMPARANDOLA CON SU ESPESOR SE PUEDEUTILIZAR EN FORMA APROXIMADA EL ANALISIS

DEL TALUD INFINITO.ES UN SISTEMA MUY RAPIDO Y SENCILLO PARA

DETERMINAR EL FACTOR DE SEGURIDAD DE UNTALUD SUPONIENDO UN TALUD LARGO CON UNACAPA DELGADA DE SUELO EN EL CUALCUALQUIER TAMAO DE COLUMNA DE SUELO ESREPRESENTATIVO DE TODO EL TALUD.

ABACOS DE ESTABILIDAD PARA TALUDES INFINITOS


41/94

0.1

H

= P

= P ' = C

' = A

= R

= P H

H

=

1. D

2. D A B

3. CH

B

AF

+

=

1.0

0.9

0.80.7

0.6

0.5

0.4

0.3

0.2

0

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

R =

PA

1 2 3 4 5 6

I

I

2

=

1 +

= 1

I

10

87

6

5

4

3

2

1

0 1 2 3 4 5 60

R =

9

PB

ABACOS DE ESTABILIDAD PARA TALUDES INFINITOS

ESTABILIDAD DE TALUDES EN SUELOS


42/94

ESTABILIDAD DE TALUDES EN SUELOSFRICCIONANTES SIN COHESION ALGUNA

ES ESTABLE CUALQUIERA SEA SU ALTURA, SIEMPREQUE EL ANGULO ENTRE EL TALUD Y LA HORIZONTALSEA MENOR QUE EL ANGULO DE LA FRICCION INTERNA

DEL SUELO FRICCIONANTE EN ESTADO SUELTO.

TALUD SECO EN ARENA O GRAVA LIMPIA

F = T / T


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METODO DEL BLOQUE DESLIZANTE

EL ANALISIS DEL BLOQUE PUEDE UTILIZARSE CUANDOEXISTE A UNA DETERMINADA PROFUNDIDAD UNA SUPERFICIEDE DEBILIDAD RELATIVAMENTE RECTA Y DELGADA.

LA MASA QUE SE MUEVE PUEDE DIVIDIRSE EN DOS O MASBLOQUES Y EL EQUILIBRIO DE CADA BLOQUE SE CONSIDERAINDEPENDIENTE, UTILIZANDO LAS FUERZAS ENTREBLOQUES.

NO CONSIDERA LA DEFORMACION DE LOS BLOQUES Y ESUTIL CUANDO EXISTE UN MANTO DEBIL O CUANDO APARECEUN MANTO MUY DURO SOBRE EL CUAL SE PUEDEPRESENTAR EL DESLIZAMIENTO.

EN CASO DE TRES BLOQUES, LA CUA SUPERIOR SE LELLAMA CUA ACTIVA Y LAS OTRAS DOS CUA CENTRAL YPASIVA RESPECTIVAMENTE.


44/94

SATISFACE EQUILIBRIO DE FUERZAS

ASUME INCLINACION FUERZAHORIZONTAL

A= A

A

B= A B

+

+

245

3

245

2

2

451

3

Suelo B

Suelo A21

METODO DEL

BLOQUE O CUADESLIZANTE



45/94


EL FACTOR DE SEGURIDAD SE PUEDE CALCULAR SUMANDOLAS FUERZAS HORIZONTALES ASI:

F.S. = P + CM + ( U)a

Pa

dde:

P = Fea aa dcda a ca ePa = Fea aca dcda a ca e

C = Ce eeca de e bad e a bae de becea

L = Ld de d de be ceaW = Pe a de be cea

U = Fea a de e e d debe cea

= Fcc de e e e de be


46/94

ESTABILIDAD DE TALUDES EN SUELOS UNIFORMES O

HETEROGENEOS (ESTRATIFICADOS) CON COHESION YFRICCION INTERNA

METODO DE LAS FAJAS SEGN KREY

DE ACUERDO A ESTE PROCEDIMIENTO SE ELIGE

CIRCULOS TENTATIVOS Y LA MASA DESLIZANTE SESUBDIVIDE EN UN NUMERO DE FAJAS VERTICALES1,2,3,4,5......ec. CON UN ANCHO b = /10, Y PARA CADAFAJA SE INVESTIGA A LAS CONDICIONES DE

EQUILIBRIO ENTRE EL PESO DE LA FAJA Y LASFUERZAS YANGENCIALES Y NORMALES EN LASUPERFICIE DESLIZANTE

M TODO DE LAS FAJAS


47/94

Se a cad a ece de ad e ea e ee

a aeae. La aa de ad e dde e deead e deebaada ecae e cdea e eb e cada a deea.

MTODO DE LAS FAJAS


48/94

+ 1

+1

MTODO DE LAS FAJAS


49/94

Sbe a caa de a ebaada aca:

E X Ue, U

E a ece de a aca: N T U

E da a a ea c:3 ecace(ecce be e eb de e e cada aa).

42 ca( ae de N, 1 ae deE, 1 ae de X, 1 ae de b e a de F)

EL SISTEMA ES INDETERMINADO, SE NECESITAN 2HIPTESIS PARA OBTENER UNA SOLUCIN !

MTODO DE LAS FAJAS


50/94

:

1 e Md aadMTODO DE FELLENIUS O DEL CRCULO SUECO: La ea e

aca be a caa ee a eae a e a decca a ac de deae

MTODO DE BISHOP SIMPLIFICADO: La ea e aca bea caa ee a eae a e decc eca

MTODO JANBU: Fa a aa b de de acac de E

2 e Md ceMTODO DE SPENCER: Fa a eace X/E de da a aaeada a a

MTODO DE MORGENSTERN: Fa a eace X/E de da aaa ada a (); eee de e ae a ()

aada

REVISIN MTODOS DE FAJAS


51/94

S O OS J S

METODO ORDINARIO O DE FELLENIUS


52/94


CONOCIDO TAMBIEN COMO METODO SUECO, METODO DEDOVELAS O METODO U.S.B.R.

ESTE METODO ASUME SUPERFICIES DE FALLACIRCULARES, DIVIDE EL AREA DE FALLA EN TAJADAS

VERTICALES, OBTIENE LAS FUERZAS ACTUANTES YRESULTANTES PARA CADA TAJADA Y CON LA SUMATORIADE ESTAS FUERZAS OBTIENE EL FACTOR E SEGURIDAD.

LAS FUERZAS QUE ACTUAN SOBRE LAS DOVELAS SON:

1. EL PESO O FUERZA DE GRAVEDAD, LA CUAL SE PUEDEDESCOMPONER EN UNA TANGENTE Y UNA NORMAL A LASUPERFICIE DE FALLA.

2. LAS FUERZAS RESISTENTES DE COHESION Y FRICCIONQUE ACTUAN EN FORMA TANGENTE A LA SUPERFICIE DE

FALLA.3. LAS FUERZAS DE PRESION DE TIERRA Y CORTANTE EN LAS

PAREDES ENTRE DOVELAS, LAS CUALES NO SONCONSIDERADAS POR FELLENIUS, PERO SI SON TENIDAS ENCUENTA EN OTROS METODOS DE ANALISIS.


53/94

FUERZAS QUEACTUAN EN LA

DOVELA

W

XE

b

a

T

U = u l

Ur

X

E

U

N

EJEMPLO DEL METODO ORDINARIO DEDOVELAS


54/94

20

10

0

10

20

10

1 2

4

C (/3 ) (/2) ()

A 110 60 35

105 100 30

110 750 5

B

C

3

5 6 78

910

A

B

C

DOVELAS

METODO ORDINARIO DE DOVELAS


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ASUME QUE LA RESULTANTE DE FUERZAS LATERALES ACTUAPARALELA A LA BASE DE CADA DOVELA

RESUELVE LAS FUERZAS NORMALES PERPENDICULARES A LA BASEELIMINANDO LAS FUERZAS LATERALES

SATISFACE : EQ. TOTAL DE MOMENTOS

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

1 ECUACION 1 INCOGNITA

=

=

+

= nnnnsensensensenWWWW

nnnntgtgtgtgLLLLcccc

FFFF

1111

1111

)(

(FELLENIUS)



56/94


EL METODO DE FELLENIUS CALCULA EL FACTORDE SEGURIDAD CON LA SIGUIENTES EXPRESION:

F.S. = ( Cb ec (c b ec )Ta )W e

Dde:

= a de ad de cc de aa c a ecaba e cede e cada aada.

W = Pe a de cada aada

U = Pe de B = Ac de aada

C, = Paae de eeca de e

MTODO DE FELLENIUS O DEL CRCULO SUECO


57/94

H : L

+ 1 +1

+1

+ = =

MTODO DE FELLENIUS O DEL CRCULOSUECO


58/94

SUECO

1

1

)(

=

=

+

=

E ea e bedeead, e e acde edad e e bee ede da e de aa

e 60 %, ae ee da ead beceade.


59/94

METODO SIMPLIFICADO DE BISHOP


60/94

N + 1 ECUACIONES N + 1 INCOGNITAS

ASUME QUE LAS FUERZAS VERTICALES EN LAS DOVELAS SON CERO

RESUELVE LAS FUERZAS EN LA DIRECCION VERTICAL ELIMINANDO LASFUERZAS LATERALES

[ ][ ]

)1()(

)(/1)(

1

+=

+=

=

SATISFACE : EQ. TOTAL DE MOMENTOSEQ. FV

NO SATISFACE : EQ. INDIVIDUAL DE MOMENTOSEQ. FH

MTODO DE BISHOP SIMPLIFICADO


61/94

( + ( ) )1

( )

1

1

Dde,

1

1

1 ( )( )

=

=

+ =

( )( ) 1

= +

Ee d eee eaa aa eace,aed de F=1 de a bed c Fee, aabee a c e ee cee e 4 5 a.


H L


62/94

+ 1 +1

+1

H : L

( ) += + + = + +

1 ( )

( ) 1

=

+



63/94

La ceeca de ae e da e edea e bac ad aa ca e cc deM().



64/94

Ee d ac ce da a ecacede eb

S eba ca ae de F.S. eaa e de 10 % e e ebee c d eac.

Cee ee eeca cdad aa ae ade (ade aad), c e ed ca deaad be.

Md eaaee ec de aa, deaca c Ece.

IMPORTANTE L d de FAJAS O DOVELASee e bad e ade de ece de deae aa eca a cca, e e ee eaa cc a a, ee aa e


65/94

eea

METODO DE JANBU


66/94

JANBU (1973) PRESENTA UN METODO DEDOVELAS PARA SUPERFICIES DE FALLA CRUVASNO CIRCULARES

DE ACUERDO CON JANBU (ECUACIONMODIFICADA)

F.S. = ( Cb + (W b)Ta )1 /c a )

(W a )Dde:

deede de a caa de a ece de aa

e daaa da.

METODO DE JANBU (GPS)


67/94

ASUME LA POSICION DE LA FUERZA HORIZONTAL

SATISFACE TODAS LAS CONDICIONES DE EQUILIBRIO

3 N ECUACIONES 3 N INCOGNITAS

Ad

Ad


68/94

METODO DEJANBU

DIAGRAMAPARA

DETERMINANAREL FACTOR

METODO DE LOWE Y KARAFIATHASUME QUE LA INCLINACION DE LAS FUERZAS LATERALES ES EL


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SATISFACE : FFH

NO SATISFACE : M


ASUME QUE LA INCLINACION DE LAS FUERZAS LATERALES ES EL

PROMEDIO DEL TALUD Y LA SUPERFICIE DE FALLA

METODO MORGENSTERN PRICE


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ASUME QUE LA INCLINACION DE LAS FUERZAS LATERALES SIGUEUNA FORMA DETERMINADA



= = = = ffff(((())))

METODO DE SPENCER


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ASUME QUE LA INCLINACION DE LA FUERZA LATERAL RESULTANTE() ES LA MISMA PARA CADA DOVELA



METODO DE LA ESPIRAL LOGARITMICA


72/94

ASUME QUE LA SUPERFICIE DE FALLA ES UNA ESPIRALLOGARITMICA


3 ECUACIONES 3 INCOGNITAS

COMPARACION DE LOS METODOS


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PROCEDIMIENTO

METODO ORDINARIO DE

DOVELAS

METODO DE BISHOP

MODIFICADO

METODO DE JANBU

PROCEDIMIENTO GENERA

LIZADO DE DOVELAS

METODOS DE SPENCER Y

MORGENSTERN Y PRICE

METODO DE

LOWE Y KARAFIATH

METODO DE LA ESPIRAL

LOGARITMICA

CONDICION DE EQUILIBRIO SATISFECHA

MOMENTO

TOTAL

MOMENTO

DOVELA IND. VERT. HOR.

ECUACIONES

E

INCOGNITAS

FORMA DE

LA SUPER

FICIE DE

FALLA

APLICABLE A

Cc

Maae

Cc

Cada

Cc

Maae

Cca

Cca

Caea

Caea

Caea

Ea

Laca

S

S

S

S

N

S

N

N

S

S

N

N

S

S

S

S

S

N

N

S

S

S

S

1

N + 1

3 N

3 N

2 N

3

S

S

S

N

S

S

S

S

S

S

S

S

CONCLUSIONES SOBRE LOS METODOSDE EQUILIBRIO LIMITE


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1. Cae d e aace e Eb de Me, d e

ac de edad e e a de = 0 c ece de aa cca.

2. E Md Oda de Dea (Fee), d e e e ad

cead aa e ca de > 0. C ee de eea, aa

a e c de ee ae de ee eec, e

e e e de 10%. Paa edee ca aa c ee de

aa, e e ede e a de 50%.

3. Paa a de = 0 > 0 c ee de baa aa, e

Md Scad de B e adecad aa e a de aacca. E d e eabe caee, a bea de

ceeca cad ee de a ece de aa e aada,

ca eca.



75/94

4. E d e aace aee e eb de ea, e Fac deSedad e ebe a a cac ada de a ea aeae. E

d de Le Kaaa e aabe aa a de > 0, e

cead (1015%) aa = 0 .

5. S da a cdce de eb aeca, a ad de e ee Fac de Sedad e eea, aee 5% de a eeaceca.

6. L d e aace da a cdce de eb eea

eaa deeaa.

a) GPS JANBU : E e aa e cc aa. Pede e

eabdade ca e e cad.

b) SPENCER : E eabe caee, be aa e

cad, a aa e a aa.



76/94

c) MORGENTERN : E ebe. La ea aeae adaPRICE e ede caba, cabad (). Tecaee

e aac e () e ede caba aa

eca a dbc ea de eeaabe. E a cca ce c e

e ecea aa e cc de Fac de

Sedad, a e ee a aa c c

().

Tad: E eead (Eaa)

TALUD GENERAL


77/94

Tad: E eead (Eaa)

PROGRAMAS QUE IMPLEMENTAN EL MTODO DE LAS FAJASPCSTABL (PURDUE UNIVERSITY) F, B, J


78/94

PROGRAMAS QUE IMPLEMENTAN EL MTODO DE LAS FAJASSLIDE (ROCSCIENCE) F, B, J, M, S


79/94

PROGRAMAS QUE IMPLEMENTAN EL MTODO DE LAS FAJASSLIDE (ROCSCIENCE) F, B, J, M, S


80/94

Tab ede eaa a eadc

PROGRAMAS QUE IMPLEMENTAN EL MTODO DE LAS FAJASGALENA (PBHAUSTRALIA) F, B, J, M, S


81/94

HAY EQUIVALENCIAS 2D A 3D ?


82/94

A a deadad de a eadad ee cbeeee a ea a eabdad de ade,

e e cca c abaa e 2D

ANLISIS DE ROTURA CIRCULAR

Tad: E eead (EaaTbe)


83/94


84/94

Tad: E eead (EaaTbe)ZONA ALTA

ALD EPAA OBRE


85/94


86/94

:

23,37 , 30,36, 1,65 /3


87/94

()

TALUD TOBRE c


88/94


89/94

TALUD JABRE: SUELO RESIDUAL DEGRANITO


90/94

21, , 30,53, 2 /3

TALUD JABRE: SUELO RESIDUAL DEGRANITO


91/94

40

45,

2,6 /3

:

10

40

2,2 /3

TALUD JABRE: SUELO RESIDUALDE GRANITO


92/94

!


93/94

.


94/94

: .://../.

curso estabilidad de taludes 6

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