Estudio y simulación 3D mediante MEF del Túnel de Thuong Kon Tum

Estudio teórico y simulación 3D mediante MEF del tramo de Túnel de Thuong Kon Tum con dificultades geológicas e inesperadas condiciones de falla

(Artículo publicado en la Revista Obras Urbanas número 79)

Estudio teórico y simulación 3D mediante MEF del tramo de Túnel de Thuong Kon Tum con dificultades geológicas e inesperadas condiciones de falla, por: PABLO PANTEGHINI

INTRODUCCION

Desde el momento en que me fue descrita la situación complicada del proyecto Thuong Kon Tum, esta atrapo mi atención y me apasiono desde el primer instante. Quizás porque tengo frescos los recuerdos de las muchas horas pasadas dentro de una tuneladora que hacen brotar primero esa necesidad y deseo del “fallo sin resolución”, para así aplicarme al máximo y resolverlo. Un fallo técnico siempre estuvo a mi alcance, pero muchas veces la índole del fallo no era tal y lo sentía como un reflejo de impotencia. No poder entender la geología o el comportamiento del terreno me apasionaba a la vez que me decepcionaba. Era una brecha entre ingenieras absolutamente insalvable.

Los ingredientes de un gran desafío estaban servidos en Thuong Kon Tum. Túnel prevalentemente en macizo granítico prácticamente sin curvas agresivas, con pendientes no pronunciadas. La optima y más razonable escogencia de la TBM tipo Main Beam. Sin embargo, algo inesperado sucede; las cartas vuelven a barajarse y los elementos que antes se habían obviado vuelven a ser parte de una ecuación más compleja. Sondeos, lluvia, escorrentía, materiales, ensayos, pruebas, testigos, tiempos, cobertera, sostenimiento, convergencias, temperatura, todo. La mayor parte del túnel más largo de Vietnam de 17500m de longitud se había excavado con algunas dificultades, pero sin mayores accidentes geológicos y con impresionantes estándares de producción. Solo faltaban 250m, pero el terreno no estuvo de acuerdo. Simplemente apasionante.

LOCALIZACIÓN Y ESQUEMA

El Túnel del proyecto de energía hidroeléctrica Thuong Kon Tum tiene su emboquille en el área Central de Vietnam cerca de la ciudad homónima. Tiene 4.53m de diámetro y una longitud total de 17480m de los cuales 13000 se excavaron con tuneladora y los restantes con métodos convencionales.

El perfil estratigráfico del túnel desde pk3000 a pk 6600: 65% roca clase II; 15% roca clase III, 10% roca clase I y 5% rocas clase IV y V respectivamente.

Fig. 3

GEOLOGIA REGIONAL

  • Intensidad sísmica: I_max <6 (MSK-64)
  • Flujo promedio anual: 16,2 m3/s
  • Escorrentía anual de agua: 510.88 × 10^6m3
  • Precipitación promedio anual: 2800 mm
  • Profundidad media anual de escorrentía: 1366mm
  • Escorrentía anual de sedimentos de 56.9 x 10^3m3

ESTRUCTURA GEOLOGICA DEL TUNEL

El análisis se hace específicamente sobre la vertiente superior de 9 km del túnel.

Las rocas eran principalmente de granito biotítico en partículas de grano medio, de estructura masiva, densa y dura.

  • Se detectó la existencia de 18 fallas de clase IV y entre 24 y 29 fallas de clase V.
  • La mayoría de las fallas eran casi ortogonales al eje del túnel y tenían un ángulo de inclinación pronunciado (75 – 85°).
  • La fallas se graficaron en base al reconocimiento de superficie y a la exploración física, sin verificación por medio de sondeos
  • El ancho de las zonas fracturadas disminuía con el aumento de la profundidad.

Importante resaltar que ninguna de las fallas detectadas durante la fase de diseño coincidió mínimamente con lo encontrado durante la fase de excavación lo cual hablaba de la inapropiada campaña de reconocimiento geológico.

Las rocas superficiales a lo largo del trazado del túnel estaban bastante erosionadas, y las características de meteorizado y grosor variaban con la composición de la roca, la forma del terreno y la ubicación.

En general, el nivel freático del agua subterránea a lo largo del túnel de abastecimiento era bastante bajo (del orden de 6 ~ 28.1m).

Fig. 4 & Fig. 5

El agua era de corrosividad débil para el hormigón.

SITUACIÓN PREVIA

  • La TBM tuvo que ser retraída para mejorar el régimen de soporte en el que ocurrió un colapso y se formó una cavidad en frente de la máquina (F6).
  • El colapso no se extendió por debajo de la TBM.
  • Se registró presencia de arena y arcilla, de material pulverizado (brecha) y mica.
  • Superficie natural en el área totalmente inaccesible e inexplorada.
  • No se registró ninguna presencia importante de agua.
  • Se realizó un sondeo de 20 m desde la TBM y se descubrió que la extensión de falla es de hasta 8 metros.

Fig. 6

  • Esta zona estuvo expuesta durante aproximadamente 6 meses y se produjo un colapso continuo de hasta 22m de altura sobre la clave (F7).

Fig. 7

TBM MB Robbins 1612-285-2: acción y reacción frente al terreno

  • Sondeos y Perforaciones
  • Ring Beam para montaje de cerchas
  • Erector para montaje de mallas
  • Brazo móvil para aplicar hormigón proyectado
  • Fase de Bulonado
  • Sistema McNally

HERRAMIENTAS DE CALCULO PRE-SIMULACION

• Calculo Parábola de Protodyakonov

El fenómeno de inestabilidad en el frente que sucedió en Thuong Kon Tum fue progresando y afectando un volumen de roca cada vez mayor. Finalmente llego a un estado de equilibrio, pero a costa de la formación de una “campana” por encima de la clave y de una rotura del núcleo por el plano de máximo cizallamiento.

El principio de Protodyakonov a grandes rasgos, lo que hace es:

  • Considerar un arco parabólico tri-articulado trabajando a compresión.
  • Plantear el equilibrio de fuerzas, compensando las cargas verticales y horizontales mediante el factor “f”.
  • Buscar la mayor altura estable “h” que puede desarrollar el terreno

Asumiendo que el coeficiente de fortaleza en el granito del túnel de Thuong Kon Tum es f=17, realizando los cálculos se obtiene:

Fig. 8

Este es el paso previo para poder entender en que momento una deformación de 14cm desemboco en una pérdida de terreno de más de 1350 de roca y porque.

• Sistema RMR utilizado en obra

Según: RMR_89 = R1 + R2 + R3 + R4 + R5 + R6

•Sistema Q utilizado en obra

Según:

•Calculo de las constantes de rotura de Hoek-Brown

La actual edición del criterio de Hoek-Brown se expresa por medio de la siguiente ecuación:

donde m_b es el valor reducido del parámetro característico de la roca intacta, definido por la relación:

GSI es el índice de estructuras geológicas, es el valor de la resistencia a compresión monoaxial de la roca intacta mientras s y a son constantes del macizo rocoso descritas por las ecuaciones:

Con D=0 puesto que el túnel se estaba excavando con tuneladora y para un GSI = 90 Los cálculos se resuelven así: que son los datos que a posteriori voy a utilizar para el análisis del material granítico con el software especializado.

•GSI

La resistencia de un macizo rocoso fracturado depende de las propiedades de los trozos o bloques de roca intacta y, también, de la libertad de éstos para deslizar y girar bajo distintas condiciones de esfuerzo.

Fig. 9

Fig. 10

LA TBM, EL TERRENO Y SU INTERACCIÓN

Sobre cómo afecta la TBM al terreno en el cruce de falla

Situación 1: falla frágil

Se explica el efecto de desprendimiento de losas que pueden variar en grosor con grandes aberturas. La progresión de la fisura da lugar a la formación de una muesca en forma de “V” que se profundiza a medida que el túnel avanza hasta que se alcanzan las condiciones de estado estable.

Fig. 11

Efectos de esta condición son:

  • Reducción del tamaño de grano.
  • Dilatación.
  • Caída dramática en la resistencia en comparación con la roca fuente.

Fig. 12

Se explica el concepto del criterio de falla trilineal para capturar la dependencia no constante de la fuerza de la masa rocosa en el confinamiento en materiales que son propensos a la desintegración (F12). Los contornos de la tensión radial o de confinamiento son casi paralelos a la geometría de excavación. A medida que la roca se deforma, los enlaces cohesivos fallan y el componente de resistencia a la fricción se desarrolla a una velocidad diferente. La fuerza cohesiva se pierde en la medida en que la roca frágil se “desintegra”. Se requiere un criterio de falla bi o trilineal para capturar esta dependencia no constante de la fuerza de la masa de roca o roca en el confinamiento en materiales que son propensos a la desintegración. el desprendimiento por tracción se produce cuando la trayectoria de tensión se desplaza por encima del umbral de daño y hacia la izquierda del límite de desprendimiento. Los umbrales de daño y el límite de desprendimiento dependen de la escala, el tipo de roca y las características de la masa de roca.

La envoltura trilineal explica los procesos dominantes de inicio de daño y propagación de la fractura cuando se relajan las tensiones limitantes.El límite de transición entre los procesos de falla extensional y de corte por cizallamiento se representa por el límite de desprendimiento, definido por una relación de esfuerzo constante de σ_1 / σ_3

Situación 2: detención CH

La detención explica el desencadenamiento de un movimiento extrusivo del suelo, a través del frente, y la consiguiente pre-convergencia que a su vez habría desatado la convergencia excepcional de la cavidad volviéndose incontrolable mediante mera consolidación radial.

Fig. 13

Fig. 14

En función de los diversos estados posibles de tensión-deformación, el comportamiento del terreno en el frente puede rastrearse aproximadamente a tres situaciones diferentes: núcleo estable (campo elástico), núcleo-frente estable a corto plazo (campo elastoplástico), frente de núcleo inestable (campo de ruptura).

Situación 3: retroceso CHD

Cuando una cabeza de corte se retira de una zona de falla para ser post-tratada puede producirse un efecto de aflojamiento.

Existe por ello la probabilidad un problema en la zona de grippers debido al tratamiento retardado de la roca que realmente requería un tratamiento previo.

En definitiva las condiciones extremadamente adversas podrían haber sido causadas por una combinación de erosión del material defectuoso y por otro lado la mayor formación de vacíos podría haber ocurrido debido a las orientaciones de falla subparalelas como se ha registrado en obras pasadas con situaciones similares.

Fig. 15

Situación 4: factores de rendimiento de la Main Beam

Los parámetros de la Main Beam, empuje y potencia, junto con las propiedades y características del macizo rocoso, son los principales parámetros utilizados para la estimación del rendimiento de TBM.

La orientación de las juntas y las fallas, junto con la dirección del avance de la máquina, deben cuantificarse para la estimación del rendimiento.

Fig. 16

Fig. 17

Sobre cómo afecta el terreno a la TBM en zona de falla

Situación 1: interacción granito-MB

Para poder entender la relación terreno-tuneladora y los efectos que la roca tuvo en su proceso normal de excavación en Kon Tum me base en estudios realizados previos sobre el análisis en un modelo tridimensional de elementos finitos dinámico de interacción entre el cortador y roca, a través del cual se calculan empuje real y el torque en el proceso de tunelización con Main Beam.

A través de este estudio se obtienen resultados como por ejemplo la distribución de desplazamiento en todo el sistema estructural de la Main Beam (F18);

Fig. 18

O bien la distribución de la tensión en la superficie de la cabeza de corte (F19).

Fig. 19

Se produce una alta tensión en la unión de los cilindros de empuje con la viga principal, debido a la existencia de un pozo de inspección. Por otro lado debido al momento provisto por los motores de tracción, la tensión en el soporte de la cabeza de corte se distribuye en dirección radial.

Situación 2: RMR actualizado

El RMR_14 mantiene una estructura similar a la del RMR_89, Adicionalmente; además del factor de corrección por la orientación del túnel, se han incluido dos nuevos factores de corrección: uno para el caso en que la excavación sea realizada mecánicamente y otro para tener en cuenta el efecto de la plastificación del frente del túnel en el que se determina el RMR

Fig. 20

Fig. 21

Fig. 22

Situación 3: Q actualizado

Se plantea el análisis de las cinco “líneas” típicas de rendimiento de una MB. Las curvas (y cruces) de “eventos inesperados” son los peores casos vinculados con bajo valor Q (F23).

Fig. 23

Se resalta como los gradientes de desaceleración (m) estén directamente relacionados con el valor Q normal cuando Q <1. En TKT se muestra la aplicación del valor Q para estimar la pendiente. La longitud y la tasa de penetración potenciales se vuelven críticos cuando el exponente de la ecuación aumenta (F24).

Fig. 24

Situación 4: Semejanzas Túnel OSO-Túnel TKT

En estas graficas (F25-F26)se ve la comparación entre rendimiento de record mundial del Túnel del Oso 1966/1967 y el rendimiento extraordinario del Túnel de Thuong Kon Tum 2018/2019 más de 50 años después. Dos inigualables hazañas de ingenieria llevadas a cabo por The Robbins Company aunque en ambos casos las obras se detuvieron varios meses andes de poder finalizarlas utilizando diferentes soluciones.

Fig. 25

Fig. 26

En general, la tasa de falla será proporcional a la relación entre la resistencia efectiva de la roca y la magnitud de la tensión de la roca desequilibrada.

Fig. 27 & Fig, 28

SIMULACIÓN 3D CON MIDAS GTS NX: PRE-PROCESAMIENTO

La construcción de un túnel, como regla, corresponde al problema estático de un sólido elastoplástico sujeto a condiciones de contorno y condiciones iniciales.

Fig. 29

Como el caso práctico del túnel en el sitio de trabajo se presenta en un dominio espacial, después de estudiar y comprender la situación geológica del sitio, defino una geometría en la que busco la solución al problema del contorno. Además de definir el espacio ocupado por el suelo, ya que los elementos estructurales también ocupan espacio, entonces dicho espacio también debe definirse.

El siguiente paso sería considerar las condiciones de contorno que establece el caso práctico: superficie horizontal del suelo, sobrecarga uniforme y el túnel de sección circular TBM.

El sistema de ecuaciones a resolver está formado por ecuaciones de equilibrio y constitutivas (elastoplástico sólido). Las ecuaciones de equilibrio permanecen definidas por el problema a resolver, en este caso un problema estático en tres dimensiones bajo la hipótesis de deformación plana sujeta a la acción de la gravedad y sin términos dinámicos.

La ecuación constitutiva gobierna la respuesta de deformación y completa el sistema de ecuaciones para resolver. Con los datos proporcionados en obra, considero un modelo constitutivo elastoplástico perfecto de Mohr-Coulomb para el material defectuoso y un modelo constitutivo con criterios de ruptura regidos por las leyes de Hoek-Brown para el macizo granítico.

Fig. 30

Para este alcance, es importante determinar el estado de tensión del terreno antes de simular el proceso constructivo, es decir, las condiciones iniciales.

Fig. 31

El método de elementos finitos es un procedimiento para reemplazar la descripción continua de un problema, dada por un sistema de ecuaciones, por un discreto en el que la solución se obtiene solo en un número finito de puntos en el espacio. Para esto es esencial subdividir el dominio espacial a través de la malla de elementos finitos.

Establezco una geometría, que incluye el dominio espacial, así como las estructuras consideradas, las condiciones de contorno requeridas, los materiales utilizados, la malla de elementos finitos y las condiciones iniciales.

Procedimiento de avance y simulación de la Main Beam

  • En el primer paso, la inicialización se realiza teniendo en cuenta el campo de tensión in situ;
  • En el segundo paso, la Main Beam ingresa al modelo, se activa la primera sección del Roof Support y se excava el primer corte
  • En los tres pasos iniciales, que equivalen a 6m aproximadamente de longitud del soporte de techo, la Main Beam avanza hacia el modelo;
  • En el cuarto paso se excava el primer corte de terreno granítico ya sin sostenimiento;
  • En el octavo paso la Main Beam entra en zona de falla y contemporáneamente se activa el relleno de lechada mediante el respectivo cambio de condición de contorno;
  • En el décimo paso se desactiva el elemento Roof Support;
  • En el decimocuarto paso se desactiva el corte de terreno granítico sin sostener tras 20m de excavación;
  • En el decimoctavo paso se desactiva el elemento lechada;
  • Las etapas continúan así hasta que se alcanza traspasar virtualmente 4m de falla.

Fig. 32

SIMULACIÓN 3D CON MIDAS GTS NX: POST-PROCESAMIENTO

Virtualización 3D del modelo

Efectúo una digitalización tridimensional de algunas graficas que me han parecido importantes e ilustrativas. Las he extrapolado a partir del post procesamiento global del túnel de Thuong Kon Tum efectuado con Midas. Desde aquí las he exportado en formato pdf para mejor apreciación gracias a la herramienta multimedia y 3D del programa adobe acrobat pro (F33).

Fig. 33

Simulación 3D

Fase S0:

Tensiones de elementos solidos túnel y terrenos. Condiciones iniciales de tensiones de terreno granítico y zona de falla respectivamente con el frente de excavación en pleno macizo granítico a 16m de la zona de falla (F35). Verificación de ko y estado de tensiones en reposo.

Condiciones iniciales de empujes sobre el soporte de techo (roof support) de la Main Beam antes de empezar a excavar (F36).

Para los macizos graníticos de roca dura y de muy buena calidad geotécnica, el análisis del fracturamiento en caras paralelas (spalling) en excavaciones sometidas a altos esfuerzos, sugiere que el macizo rocoso se comporta de una manera elástica y frágil, como se muestra en (F34.) Cuando la resistencia del macizo rocoso es excedida, ocurre una súbita disminución de su resistencia.

Fig. 34

Fig. 35

Fig. 36

Los análisis efectuados de la falla progresiva de macizos rocosos de muy mala calidad geotécnica que en cercanía de túneles como el caso de la encontrada en Thuong Kon Tum, sugiere que las características post-falla de este tipo de macizo rocoso quedan adecuadamente representadas al suponer que el macizo se comporta en forma perfectamente plástica. Esto significa que continúa deformándose bajo un nivel constante de esfuerzos, y que no se asocia ningún cambio de volumen con esta falla progresiva (F37).

Fig. 37

Fase S4:

Detalle de la tensión XX del terreno con factor de distorsión de 0,06 en corte longitudinal para resaltar el efecto deformativo cuando la cabeza de corte de la Main Beam estaba a 8 m de la falla (F38). Para el análisis en detalle de las tensiones en las diferentes etapas de la maquina he realizado un doble plano de corte para facilitar la comprensión.

Fig. 38

Detalle translación total plano TZX.(F39). Se aprecia en esta primera fase de una secuencia el diagrama de deformación por desplazamiento logrado haciendo un corte planar transversal a lo largo de todo el bloque. A medida que la Main Beam se acerca a la zona de falla aumenta el desplazamiento hasta dispararse abruptamente en cuanto se reanudan las excavaciones. Aquí el delta de desplazamiento es todavía prácticamente nulo.

Fig. 39

Fase S7:

Desplazamiento total del túnel Condición del túnel justo antes de la zona de falla ; vistas con deformación y con plano de sección longitudinal en cota 25m (F40). Simulación vectorial asociada. La opción vector muestra el tamaño y la dirección del desplazamiento seleccionado o componente de fuerza de reacción como un vector en cada nodo.

Fig. 40

El gráfico vectorial también se ve afectado por el “Plano de recorte y corte”.

Fig. 41

Detalle de la situación tensional del frente de excavación (F42).

Fig. 42

Diagrama de deformación por desplazamiento en fase 2 (F43).

Fig. 43

Momento de flexión YY del roof support (F45). Deformaciones en sección longitudinal con detalle de simulación vectorial (F44). Tensión Von Mises de solido; deformación con factor 0,4 y detalle del roof support (F46).

Fig. 44

Fig. 45

Fig. 46

En esta imagen (F47) se evidencia de forma extremadamente detallada algunas condiciones del terreno: la vectorizacion, las líneas de flujo, las fuerzas de reacción y la superficie de plastificación anterior al colapso.

Fig. 47

Fase S8:

Condiciones del terreno: la vectorizacion, las líneas de flujo, las fuerzas de reacción y la superficie de plastificación justo en el momento en el que se desencadena el colapso (F48). Detalle de la situación Tensión Von Mises de solido; deformación con factor 0,4 (F49). Detalle del roof support y de la inyección de lechada más atrás después de entrar en zona de falla (F50).

Momento de flexión YY del roof support (F51) y diagrama de deformación por desplazamiento en fase (F52).

Fig. 51

Fig. 52

Voy a detenerme en este punto para realizar un análisis mas profundo de lo que ocurre en este momento de la excavación. Al retomar las excavaciones y entrar a zona de falla he realizado la profundización por un lado mediante histogramas cuantificados con los datos obtenidos en la simulación, visualizando las características de la deformación a través de un “paseo” virtual a lo largo de la simulación congelada en la etapa S8. Esta simulación de vuelo, al ser muy visual me permite ser un poco mas claro a la hora de explicar los conceptos del comportamiento tenso deformativo del terreno durante la que considero la fase mas critica del colapso en Thuong Kon Tum y de los acontecimientos que se desencadenaron a posteriori y como consecuencia directa de esta situación.

De esta grafica (F 54) apunto el desplazamiento <1mm en el frente de excavación durante la etapa excavada antes de llegar a la zona de falla. Tras una preconvergencia abrupta en el tiempo de parada de la TBM, los valores de desplazamiento aumentan hasta 95mm tras retomar la excavación y entrar en zona de falla.

Fig. 54

Aunque la maquina en realidad no llego a hacer mas de dos avances, se registra el patrón de deformación paulatino pero constante aun durante el tiempo que habría tardado el relleno de lechada en llegar hasta la zona colapsada. Se nota también el proceso de rotura total en algunos de los nodos en estudio.

En la gráfica F55 se puede notar el punto de inflexión en el momento de ingresar en zona de falla también en cuanto a tensiones. Una fuerte situación tensional generalizada pasa casi a anularse de forma abrupta como lo indican los valores asociados a los nodos en el plano frente de excavación. Con anterioridad había hablado de la delicada situación que puede generarse tras detener el frente de excavación en una situación de muy altas tensiones debidas a la gran cobertera. En concreto había expuesto el comportamiento del terreno delante del frente de excavación en función de los diversos estados posibles de tensión-deformación y con la eliminación de la tensión principal menor XX como consecuencia del avance del frente, se corra el riesgo de generar la situación C (F53B): frente de núcleo inestable campo de rotura o colapso. Vemos como la respuesta deformativa en campo y la deformación en clave coinciden con el estudio teórico previo resultando explicito el comportamiento inestable del núcleofrente de excavación.

Fig. 55

PLASTIFICACIÓN DEL TERRENO EN EL FRENTE DE EXCAVACIÓN EN ZONA DE FALLA

A seguir expongo la secuencia de plastificación del terreno en el frente de excavación con detalle de falla plástica, la falla por tensión y el proceso tensodeformacional cíclico de descarga/recarga.

Vista lateral del modelo en el frente de excavación con visualización de la zona de plastificación justo en el momento que la TBM ingresa en zona de falla (F56).

Fig. 56

Diagrama de desplazamientos horizontales a diferentes distancias del frente de excavación (F57).

Fig. 57

La plastificación del núcleo-frente y la canalización de las líneas de flujo de los esfuerzos horizontales dan lugar a un fenómeno espacialmente evolutivo que origina un mecanismo extrusivo hacia adentro evidenciado por los vectores.

En el caso del núcleo natural en Thuong Kon Tum, en el cual se trata de un núcleo sin refuerzo ni presostenimiento, el análisis de los resultados numéricos ha demostrado claramente que la cancelación progresiva de la presión de contención en el frente de la Main Beam, que simula la excavación, conduce, en condiciones dadas, a la plastificación de la cara del núcleo (F58) y a la consiguiente canalización de la líneas de flujo de tensiones horizontales (F59) que corresponde a un aumento progresivo de las presiones normales ejercidas por el terreno sobre el recubrimiento para una zona de longitud igual a aproximadamente un diámetro de excavación.

Fig. 58

Fig. 59

En particular, se destaca la evolución de un mecanismo de extrusión, en el que el terreno en una banda alrededor de la clave fluye hacia el frente de excavación. Este es un fenómeno espacialmente evolutivo en el que la plastificación del terreno alrededor de la clave del túnel continúa extendiéndose en la dirección longitudinal detrás del frente.

En realidad, al avanzar por el frente, la plastificación del terreno alrededor de la cavidad, que es un fenómeno irreversible, afectará toda la longitud del túnel. Lo anterior también es evidente en términos de la curva característica. De hecho, si la curva característica del frente se normaliza, se nota como nunca alcanza una asíntota vertical: su rigidez se reduce progresivamente sin nunca llegar a ser nula, mostrando un comportamiento dúctil con un recrudecimiento que no depende del enlace constitutivo, sino consecuente con el recrudecimiento debido a la propagación espacial del área plastificada.

Normalización de la curva característica del frente de excavación (F60).

Fig. 60

Valores de plastificación del frente de excavación en el interior de la falla (F61) intuitivamente crean una envolvente que coincide con la curva normalizada.

Fig. 61

ANÁLISIS EN PLAXIS 3D DEL COEFICIENTE DE SEGURIDAD EN THUONG KON TUM

En el presente apartado realizo el cálculo del coeficiente de seguridad global frente a resistencia del terreno (c, ⱷ) ante el cruce de falla en este tramo de Túnel de Thuong Kon Tum simulado con el software PLAXIS 3D y el análisis de la estabilidad del frente de excavación. A estos efectos, voy a considerar en una primera fase que el roof support ha alcanzado su posición dentro del bloque del terreno de falla descrito anteriormente. De esta forma, en una primera fase (tras el cálculo de las tensiones iniciales) simulo el momento exacto en que la excavación del túnel penetra el terreno de falla, se detalla el comportamiento del “soporte de techo” de la Main Beam, se eliminan las presiones de agua del interior del túnel y se aplicará la presión inicial en el frente. Para poder obtener la “curva característica” en el frente en una segunda fase voy a considerar que la presión en el frente se anula. De esta forma, en esta fase de cálculo, al disminuir la presión de forma paulatina desde su valor inicial, llegaremos a un valor para el que se produzca el colapso del frente hacia el interior del túnel, obteniendo así la “curva característica” en el frente y la carga límite de rotura del frente como valor asintótico de esta curva.

Introducción, descripción y metodología

•Fase 0: Peso propio. Fase inicial

•Fase 1: Excavación del túnel, la instalación del soporte de techo incluyendo interfaz con fricción, se eliminarán las presiones de agua del interior del túnel y se aplicará la presión en el frente inicial.

•Fase 2: Reducción paulatina de la presión en el frente hasta llegar a colapso.

•Fase 3: Cálculo del coeficiente de seguridad global, desde la Fase 1, a través de la reducción de los parámetros de resistencia al corte.

El procedimiento Phi-c reduction consiste en reducir progresivamente los parámetros de resistencia tanϕy c del suelo hasta que se produce la rotura de la estructura. La resistencia de las interfaces, si están activas, se reduce de la misma manera.

Fig. 62 & Fig. 63

Simulación y resultados

  • Deformación de corte γ_s fase 2: donde se acumulan las distorsiones mas importantes
  • Desplazamientos de fase 3
  • Distorsión de fase 3
  • Efecto arco
  • Colapso global fase 3
  • Desarrollo Mstage y grafico Factor de Seguridad
  • A medida que va desarrollándose la fase, la presión en el frente va disminuyendo y contemporáneamente los desplazamientos del nodo A que se encuentra en el eje del túnel en el frente van aumentando. El valor asintótico que nos encontramos es de 5000 KN/m2 que sería la carga límite de rotura en el frente. Esta es la forma de obtener la curva característica del frente.

Fig. 64

Fig. 65

Fig. 66

Fig. 67

Fig. 68

Fig. 69

Fig. 70

CONCLUSIONES

A lo largo de este documento, he explicado brevemente los principales incidentes que ocurrieron durante la construcción de la última sección del túnel del Proyecto Thuong Kon Tum en Vietnam, las posibles causas del colapso y la posterior formación del vacío, el estado del arte en términos de la tecnología de excavación asociada a un haz principal de roca dura, la interacción terreno-máquina en un sistema de causaefecto y la simulación 3D posterior para completar el modelo de investigación analítica.

Sobre la base de este estudio de caso, las principales conclusiones se resumen a continuación.

Sobre el Túnel

  • Confianza excesiva en la experiencia de túneles
  • Importancia de anticipar los estados de tensión en zonas debilitadas
  • Individuar los factores que determinan un proceso de falla
  • Modelamiento efectivo de una posible falla frágil
  • Implicaciones prácticas de la transición del comportamiento continúo al discontinuo

Sobre la Tuneladora

  • Tener en cuenta las rutas de tensión alrededor de la Tuneladora
  • De la plastificación en el frente de excavación
  • Ventajas determinantes de la Main Beam ante este tipo de dificultades geológicas

Sobre los Resultados Obtenidos

  • Se ha elaborado un acercamiento a la problemática in situ aunque fuera a posteriori. He contribuido a identificar un tipo de falla que no había sido clasificada mediante un análisis observacional, recopilatorio y estadístico. Tras la simulación he llegado a resultados consecuentes con la teoría aplicada.
  • Se ha establecido una directriz de trabajo que podría ser utilizada en futuro como estudio complementario a la base de datos en cuanto se refiere a túneles en terreno granítico con gran cobertera. Tanto a nivel de correcto uso de los sistemas de clasificación actualizados como a la representación tridimensional de un túnel realizado específicamente con TBM de roca dura atravesado por una zona de falla.
  • Se ha elaborado una simulación por fases constructivas adecuada y en su esencia he podido ilustrar satisfactoriamente la problemática en Thuong Kon Tum

Como observaba Richard J. Robbins alguna vez, puede ser más factible, y de hecho puede llegar a ser más realista, esperar que se desarrollen máquinas de perforación de túneles adaptables que puedan hacer frente a las condiciones variables y desconocidas de los túneles de roca profunda que esperar, en el mismo período de tiempo, al desarrollo de información elaborada por la fraternidad geotécnica que pueda ser interpretada con precisión por los constructores de túneles.

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